Institutionen för Sjöfart och marin teknik CHALMERS TEKNISKA HÖGSKOLA Göteborg, Sverige 2014

Spillvärmeåtervinning genom Stirling-cykeln

Optimeringsmöjligheter ombord fartyg Examensarbete inom Sjöingenjörsprogrammet

OSCAR MELDAU MATTIAS TEMPSCH

RAPPORTNR. SI-15/154

Spillvärmeåtervinning genom Stirling-cykeln Optimeringsmöjligheter ombord fartyg

OSCAR MELDAU

MATTIAS TEMPSCH

Institutionen för sjöfart och marin teknik CHALMERS TEKNISKA HÖGSKOLA

Göteborg, Sverige, år 2015

Spillvärmeåtervinning genom Stirling-cykeln Optimeringsmöjligheter ombord fartyg Waste heat recovery through the Stirling cycle Optimization possibilities aboard ships OSCAR MELDAU MATTIAS TEMPSCH © OSCAR MELDAU, År 2015. © MATTIAS TEMPSCH, År 2015. Rapportnr. SI-15/154 Institutionen för sjöfart och marin teknik Chalmers tekniska högskola SE-412 96 Göteborg Sverige Telefon + 46 (0)31-772 1000 Omslag: Fotografi av skorsten Stena Scandinavica Återgivet med tillstånd av Mikael Asklander Tryckt av Chalmers Göteborg, Sverige, år 2015

i

Spillvärmeåtervinning genom Stirling-cykeln Optimeringsmöjligheter ombord fartyg OSCAR MELDAU MATTIAS TEMPSCH Institutionen för sjöfart och marin teknik Chalmers tekniska högskola Sammanfattning

Denna fallstudie handlar om spillvärmeåtervinning (waste heat recovery - WHR) ombord Stena Scandinavica. En stor kostnad för rederier är bränsleåtgången och att reducera denna genom bränslebesparande teknik kan på sikt vara lönsamt. Att förbättra totalverkningsgraden för framdrivningsystemen ombord är ett kostnadseffektivt drag mot bränslepriser som härrör ur en rörlig oljemarknad. En vanlig WHR-teknik är ångturbin men fler varianter på Rankine-cykeln finns föreslagna kommersiellt. Införandet av svaveldirektivet uteslöt drift med de billigaste av bränslen för fartyg utan avgasreningsanläggningar (scrubbrar) och samtidigt är majoriteten av fartyg optimerade för tjockoljedrift. I studien presenteras stirlingmotorn och arbetet utreder motorns förutsättningar för spillvärmeåtervinning ur framdrivningsmaskinernas avgasflöde. Detta avgasflöde upptar en stor del av värmeförlusterna för alla förbränningsmotorer och inte minst de kraftfulla dieselmotorer som framdriver fartyg världen över. Kan stirlingmotorn utvinna energi i avgaserna? Är den lämplig som marin anpassning? Som metod för denna fallstudie jämförs litteratur och vetenskapliga artiklar som rör ämnet och semistrukturerade intervjuer hålls med sakkunniga personer. Resultatet presenteras växelvis med beräkningsmodeller och slutsatser från tidigare forskning. Studien påvisar att ett urval av teoretiskt tillämpbara stirlingmotorer kan minska värmeförlusterna och därmed minska bränsleutgifterna. Stirlingmotorns lämplighet behandlas utifrån ett ekonomiskt och praktiskt perspektiv. Nyckelord: Spillvärmeåtervinning, Stirlingmotor, Waste Heat Recovery, WHR, Energieffektivisering, Svaveldirektivet, SECA, Sjöfart

ii

Waste heat recovery through the Stirling cycle Optimization possibilities aboard ships

OSCAR MELDAU MATTIAS TEMPSCH Department of Shipping and Marine Technology Chalmers University of Technology

Abstract This thesis study deals with waste heat recovery on board the ship Stena Scandinavica. A major cost for shipping companies is fuel oil consumption and methods of reduction can be proven profitable. To improve the overall efficiency is a cost-effective move against the high fuel prices stemming from a floating oil market. A well-known WHR technology is the steam turbine and further variations on the Rankine cycle are proposed commercially to this date. The introduction of the sulfur directive (SECA) excluded the usage of the cheap heavy fuel oils for many shipping companies meanwhile many ships are optimized for HFO operation. In the thesis the Stirling engine is presented and the case study investigates the conditions for waste heat recovery from exhaust gases. The internal combustion engine’s exhaust flow occupies a large part of the heat losses for all internal combustion engines, and not least the powerful diesel engines that propel ships worldwide. Can the Stirling engine recover energy lost in the exhaust gases? As method this case study compares literature and scientific articles related to the topic and semi-structured interviews are held with knowledgeable commercial representatives. The study demonstrates that a range of theoretically applicable Stirling engines can reduce heat loss and thus reduce fuel expenditure. The Stirling engine's suitability is treated from an economic and practical perspective. Keywords: Waste Heat Recovery, Stirling engine, Combined-Heat-and-Power, CHP, Stirling cycle, Energy Renewal, SECA, Shipping

iii

Förord

En grupp studenter från Chalmers tekniska högskola, Sjöingenjörsprogrammet, hade som examensarbete valt att undersöka implementering av spillvärmeåtervinning via projektkoordinator Andreas Ericson. Ericson var en del av Stenas “Energy Saving Program” och lämnade i april sin tjänst och koordinatorplatsen ersattes av Robert Paulsson Hvit. Studenternas projekt undersökte tre metoder för spillvärmeåtervinning och möjlig tillämpning för respektive teknik analyserades parvis där; – Oscar Meldau och Mattias Tempsch representerade tillämpning av stirlingmotorer. – Robin Ödlund och Christian Der Nederlanden representerade tillämpning av organic rankine cycle (ORC). – Viktor Bengtzing och Ludvig Boström representerade tillämpning av wet steam turbine (WST). Då den fartygsförlagda undersökningen av studien aktualiserades i grupp, där alla studenter utförde beräkningar på samma fartyg, blev således grupperna resurser för varandra. Författarna skulle vilja tacka alla visat intresse och bidragit med teknisk och litterär konsultation; handledarna Ulrik Larsen och Cecilia Gabrielii, den eminente Mats Jarlros, Cleanergys Martin Nilsson, Stenarepresentanterna Andreas Eriksson, Robert Paulsson Hvit, Ted Yngve, Kristian Ragndal, och Jan Sandborn. Ett tack vill också riktas till Ann-Marie Eriksson som hjälpt oss med det fackspråkliga.

iv

Innehållsförteckning Sammanfattning ...................................................................................................................... i

Abstract ..................................................................................................................................... ii

Förord ...................................................................................................................................... iii

Innehållsförteckning ............................................................................................................... iv

Figurförteckning ....................................................................................................................... v

Tabellförteckning ................................................................................................................... vii

Nomenklatur .......................................................................................................................... viii

1 Inledning ........................................................................................................................... 1

1.1 Syfte ............................................................................................................................ 2

1.2 Frågeställning ............................................................................................................ 2

1.3 Avgränsningar ............................................................................................................ 2

2 Bakgrund ........................................................................................................................... 4

2.1 Energiteori ................................................................................................................. 4 2.1.1 Termodynamiska begränsningar dieselmotorn ...................................................... 4 2.1.2 Dieselmotorns mekaniska begränsning .................................................................. 5 2.1.3 Miljömässiga begränsningar och regler för energieffektivisering ......................... 6

2.2 Spillvärmeåtervinning – WHR ................................................................................... 7

2.3 Stirlingmotorn .......................................................................................................... 10 2.3.1 Stirling-cykeln ...................................................................................................... 10 2.3.2 Stirlingmotorns historia ........................................................................................ 12 2.3.3 Motorkonfigurationer ........................................................................................... 13 2.3.4 Värmeväxling och regenerativitet ........................................................................ 14 2.3.5 Tillämpbarhetsaspekt av stirlingmotorn ............................................................... 16 2.3.6 Att konstruera en stirlingmotor ............................................................................ 17

2.4 Beskrivning av fallstudiens fartyg ............................................................................ 19 2.4.1 M/S Stena Scandinavica ....................................................................................... 19 2.4.2 SECA-omställning och dess effekter ................................................................... 20

3 Metod ............................................................................................................................... 22

3.1 Fallstudie .................................................................................................................. 22

3.2 Litteratur i ämnet ..................................................................................................... 23

3.3 Intervjuer .................................................................................................................. 23

3.4 Empirisk data ........................................................................................................... 23

3.5 Energi- och kostnadsanalys ..................................................................................... 24

v

3.5.1 Beräkning av värmeeffekten hos avgaserna ......................................................... 24 3.5.2 Beräkning av återvunnen spillvärmeeffekt........................................................... 24 3.5.3 Beräkning av minskad energiförbrukning ............................................................ 24 3.5.4 Beräkning av kostnadsbesparing av bränsle ......................................................... 25

3.6 Evaluering av tillämpbarhet ..................................................................................... 25

4 Resultat ............................................................................................................................ 26

4.1 Energi- och kostnadsanalys ..................................................................................... 26 4.1.1 Värmeeffekten hos avgaserna .............................................................................. 26 4.1.2 Återvunnen spillvärme ......................................................................................... 27 4.1.3 Återvunnen spillvärme med värmeväxlaranalys .................................................. 28 4.1.4 Minskad energiförbrukning .................................................................................. 31 4.1.5 Kostnadsbesparing av bränsle .............................................................................. 31

4.2 Påverkan av SECA ................................................................................................... 32

4.3 Sammanfattning av tillämpbarhet ............................................................................ 32

5 Diskussion ....................................................................................................................... 34

5.1 Resultatdiskussion .................................................................................................... 34 5.1.1 Energi- och kostnadsanalys .................................................................................. 34 5.1.2 Påverkan av SECA ............................................................................................... 35 5.1.3 Utvärdering av tillämpbarhet................................................................................ 36

5.2 Metoddiskussion ....................................................................................................... 37

6 Slutsatser ......................................................................................................................... 39

7 Referenser ....................................................................................................................... 40

Bilaga 1 – Litteraturlinnehåll ................................................................................................ 44

Appendix – Inscannat material ............................................................................................. 63

Appendix – Driftsdata ............................................................................................................ 71

Figurförteckning Figur 1 Termodynamisk begreppsbild av Carnots värmemotor .......................................... 5

Figur 2 pV- och Ts-diagram beskrivande den teoretiska Stirling-cykeln .............................10

Figur 3 Philips 102c (Källa: Philips Company Archives). Återgiven med tillstånd. ......... Error! Bookmark not defined.

Figur 4 Begreppsbild motorkonfigurationer Alfa, Beta & Gamma ......................................13

Figur 5 Rhombic transmission ..........................................................................................13

vi

Figur 6 Regeneratorn .......................................................................................................15

Figur 7 Illustration SECA-området EU (Källa: VTI) ..............................................................20

Figur 8 Isoterm begränsning för rådande temperaturer ....................................................27

Figur 9 Begreppsbild Stirlingmotor i spillvärmetillämpning ...............................................27

Figur 10 Processbild Värmeväxlare ...................................................................................28

Figur 11 Effekt Pstirling kontra termisk verkningsgrad ηtermisk ......................................29

Figur 12 Effekt Pstirling kontra volymerna Vkall VV och Vvarm VVX ...............................30

Figur 13 Effekt Pstirling kontra summerad volym för värmeväxlarna Vvarm VVX och Vkall VVX ........................................................................................................................30

Figur 14 Bänktest 26% last MAN B&W 9L40/50 ................................................................63

Figur 15 Bänktest 50% last MAN B&W 9L40/50 ................................................................64

Figur 16 Bänktest 75% last MAN B&W 9L40/50 ................................................................65

Figur 17 Bänktest 85% last MAN B&W 9L40/50 ................................................................66

Figur 18 Bänktest 100% last MAN B&W 9L40/50 ..............................................................67

Figur 19 Bänktest 110% last MAN B&W 9L40/50 ..............................................................68

Figur 20 Bänktest MAN B&W 9L40/50 ..............................................................................69

Figur 21 Förbränningsteknisk data ...................................................................................70

Figur 22 Driftsdata 1 ........................................................................................................71

Figur 23 Driftsdata 2 ........................................................................................................72

vii

Tabellförteckning Tabell 1 Klassificering av spillvärmetemperatur .................................................................. 8

Tabell 2 Temperaturspann och exempel på genererande källa ........................................... 8

Tabell 3 Malmöformelns empiriska värden ......................................................................... 18

Tabell 4 Fakta om fartyget .................................................................................................... 19

Tabell 5 Maximalt svavelinnehåll i bränslet ........................................................................ 20

Tabell 6 Beräknat idealt värmeuttag ur avgaserna ............................................................ 26

Tabell 7 Beräknad återvunnen spillvärmeeffekt MAN B&W W 9L40/54 ....................... 28

Tabell 8 Analys - Variation av effektuttaget i avgaserna ................................................... 29

Tabell 9 Summa energibesparing samt procentuell besparing .......................................... 31

Tabell 10 Sammanfattning av eventuell kostnadsbespring ................................................ 31

Tabell 11 Summering av antaganden för värmeväxlarvärden .......................................... 54

Tabell 12 Logaritmisk medeltemperatur ............................................................................. 55

viii

Nomenklatur

HFO Tung brännolja MGO Marin gasolja LSMGO Marin gasolja med lågt svavelinnehåll Hybridolja Brännolja med lägre svavelviktprocent >0,1 IMO International Maritime Organization MARPOL Marine Pollution Act VVX Värmeväxlare 𝜅𝜅 Adiabatexponent 𝐶𝐶𝑝𝑝,𝑣𝑣 Specifik värmekapacitet 𝑘𝑘𝑘𝑘/𝑘𝑘𝑘𝑘 · ℃ 𝜂𝜂𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡 Termisk verkningsgrad 𝜂𝜂𝑐𝑐𝑐𝑐𝑡𝑡𝑐𝑐𝑐𝑐𝑡𝑡 Carnotverkninggrad 𝜂𝜂𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑠𝑠𝑡𝑡𝑐𝑐𝑠𝑠 Stirlingprocessens verkningsgrad 𝜂𝜂𝑡𝑡 Regeneratorverkningsgrad Ropax Roropassagererarfartyg NAPA Mjukvaruprogram för driftsdata ombord Stena Scandinavica SFOC Specifik bränsleförbrukning 𝐾𝐾 Empirisk konstant ��𝑄 Värmeflöde 𝑘𝑘𝑘𝑘/𝑠𝑠 𝑇𝑇 Temperatur ℃ 𝑉𝑉 Volume 𝑚𝑚3 𝐴𝐴 Värmeledande yta 𝑚𝑚2 𝑈𝑈 Sammanlagda värmeledningskoefficienten 𝑘𝑘𝑘𝑘/𝑚𝑚2 · ℃ 𝑃𝑃 Effekt 𝑘𝑘𝑘𝑘 ��𝑚 Massflöde 𝑘𝑘𝑘𝑘/𝑠𝑠 ∆𝑇𝑇𝑠𝑠𝑡𝑡 Logaritmisk medeltemperatur

𝛽𝛽 Kvoten av 𝐴𝐴 𝑉𝑉�𝑡𝑡2

𝑡𝑡3

∆𝑇𝑇𝑝𝑝𝑡𝑡𝑐𝑐𝑐𝑐ℎ Minsta temperaturdifferens ℃ 𝐻𝐻𝑡𝑡. Specifikt värmevärde 𝑘𝑘𝑘𝑘/𝑘𝑘𝑘𝑘 ℎ Entalpi 𝑘𝑘𝑘𝑘/𝑘𝑘𝑘𝑘

1

1 Inledning Generellt sett är ett fartygs största utgift kostnaden för fartygsbränsle (Baldi, F., 2012, sid. 1-3). Således styr prissättningen på fartygsbränsle till stor del lönsamheten för ett givet rederi vilket opererar i en global såväl som en regional marknad. Detta har resulterat i att majoriteten av de fartyg vilka trafikerar världshaven nyttjar tjockolja, Heavy Fuel Oil (HFO) (Shu, Liang, Wei, Tian, Zhao, & Liu, 2013, s. 386). Dels som bränsle för framdrift och även för elproduktion via dieselgeneratorer. HFO har ett fördelaktigt pris i förhållande till exempelvis marin gasolja (MGO) (Baldi, 2012, s. 1-3) och är restolja från raffineringsprocessen. Trots att HFO är en restprodukt har bränslepriserna ökat trefaldigt sedan 1980-talet (Baldi & Gabrielii, 2014) och lukrativa vinster är förknippade med att reducera åtgången. Det har visat sig att bränslepriset är i stark korrelation med införandet av både ny, samt implementering av redan existerande, bränslesparande teknik (Baldi, 2013, s. 3). IMO:s (International Maritime Organisation) svaveldirektiv syftar till att sänka sjöfartens bidrag av svaveloxidutsläpp och partiklar. Detta i särskilda områden, kallade SECA-områden. Den 1 januari 2015 trädde den senaste reduktionen av svavelhalt i bränslet i kraft inom SECA-områdena. I ett flertal prognoser befarade man att reglerna skulle resultera i en kraftig ökning av berörda rederiers totala omkostnad. I efterhand har det visat sig att införandet inte slagit lika hårt som befarat. Detta på grund av dagens prissättning på fartygsbränsle vilken kan anses vara ovanligt låg med tanke på rådande världsbild med diverse oroligheter globalt. Det spekuleras kring bland annat huruvida en lägre efterfrågan har sänkt priset och/eller att producenter i Saudi-Arabien har sänkt oljepriset så att oljefynd i Nord Amerika skall bli olönsamma att ta upp och producera (Alaklett, 2014) (Bränström, 2015) (Lindahl, 2015). Genom att förbättra huvudmotorns verkningsgrad sänks även den specifika bränsleförbrukningen. Även om lågvarviga dieselmotorer har den högsta verkningsgraden jämfört med andra förbränningsmotorer förekommer värmeförluster. Det kan tydligt ses att de största förlusterna återfinns i de producerade avgaserna (Shu et al., 2012, s. 386). Ett sätt att ytterligare minska förlusterna är att ta tillvara på värmeförluster från förbränningen genom spillvärmeåtervinning, Waste Heat Recovery (WHR). Tillämpningar såsom avgaspannor, färskvattengeneratorer och absorptionskylanläggningar syftar alla till att öka den totala driftseffektiviteten. WHR anses ha den största potentialen för att minimera bränsleåtgången och koldioxidutsläppen från huvudmotorsystemet (ibid.). Fartygen har i många fall gått över till lättare bränslen med mindre uppvärmningsbehov. Om behovet minskat borde avgaspannornas ångproduktion vara överflödig, har behovet minskat? Med ett identiskt driftmönster för fartyget resulterar detta i att ytterligare energi finns att hämta i avgaserna. Istället för att producera ånga torde elkraft kunna utvinnas ur avgaserna.

2

För närvarande är Rankine-cykeln den föredragna metoden att öka energieffektiviteten ombord där nämnda rökgasvärme nyttiggörs genom ånganläggningar. Att nyttja Stirling-cykeln är ett alternativ då tekniken som är aktualiserad inom industrin också borde kunna tillämpas för att energieffektivisera sjöfarten (Kalyani & Ramesh, 2012, s. 465). Stirlingmotorn är en utpräglad värmemotor vilken skapar ett roterande moment med hjälp av värmeskillnaden mellan en het och en kall yta. Teoretiskt har stirlingmotorn den bästa verkningsgraden i jämförelse med andra värmemotorer och den är även relativt simpel till sin konstruktion. Hypotetiskt torde därför stirlingmotorn vara ett utmärkt alternativ för att ta tillvara på förluster i avgaserna. Är den det? Tekniken har inte veterligen applicerats eller utretts kunna implementerats ombord fartyg. Frågor såsom om tekniken är möjlig, lönsam eller praktisk tillämpbar ombord på fartyg är således inte besvarade.

1.1 Syfte

Syftet med arbetet är att utreda förutsättningarna för stirlingmotorer som kraftgeneratorer för fartyg vilka drivs av spillvärme från en huvudmotors avgaser. Detta studeras genom en fallstudie av hur bränsleåtgången under drift kan minskas i förhållande till bibehållen elproduktion. Fallstudien genomförs ombord ropax-fartyget M/S Stena Scandinavica som är ett exempel på ett modernt fartyg och en vanlig fartygstyp.

1.2 Frågeställning

• Hur kan Stirlingkraftverk reducera spillvärmeförlusterna för Stena Scandinavica? o Approximativt, hur stora är de energimässiga och ekonomiska vinsterna? o I vilken mån påverkas spillvärmeåtervinningen av SECA-implementeringen? o Vad gör Stirlingkraftverk lämpliga eller olämpliga för spillvärmeåtervinning?

1.3 Avgränsningar

Studien avser att göra beräkningar på driftsdata från roropassagererarfartyget (även känt som Ropax-fartyg) M/S Stena Scandinavica vilket trafikerar rutten Göteborg-Kiel. Fartyget seglar uteslutande inom SECA-området utefter en förutbestämd ruttplanering. Således avgränsas arbetet till en viss fartygstyp, specifika komponenter och driftsmönster där en eventuell minskning av bränsleförbrukningen analyseras ekonomiskt. Studien varken belyser eller analyserar miljömässiga aspekter som kan tänkas föreligga en installation. Att utvärdera kostnader för en installation av stirlingkraftverk ombord är svårt då dessa inte finns tillgängliga på marknaden för aktuellt temperaturområde och givna effekter. Nämnda produktslag är alltså oförekommande. Vidare kräver implementering av teknisk utrustning ombord fartyg en viss typ av klassning vilken utförs av klassningssällskap. Att noggrant uppskatta dessa kostnader skulle kräva en omfattande kontakt med producent, installatör och klassningssällskap. Därför berörs detta endast i diskussionsavsnittet. Fartygsspecifikt tekniskt underlag tillhandahålls av Stena och driftsdata via mjukvaruprogrammet NAPA. Programmet,

3

vilket implementerats ombord fartyget, loggar parametrar kontinuerligt vilka överförs trådlöst till rederiets kontor. Studien avser att utifrån ovan redovisade data och avgränsningar kan ett resultat nås, ett beräkningsresultat av eventuell elproduktionsbesparing. Studien ämnar uppskatta besparingen över ett helårsperspektiv.

4

2 Bakgrund Detta kapitel beskriver bakomliggande teori för arbetet. Här presenteras orsakerna och problematiken bakom energieffektivisering och tekniker för spillvärmeåtervinning. Stirlingmotorn introduceras teoretiskt med utrymme för dess praktiska karakteristik. Incitamenten för svaveldirektivet belyses liksom fartyget, vilket fungerat som undersökningsföremål, presenteras.

2.1 Energiteori

I avsnittet undersöks det om förlusterna för en godtycklig värmemotor är ofrånkomliga och huruvida icke tillvaratagen värme går till spillo vid dieselmotorns gasväxling. Vidare belyses vilka hinder och begränsningar som råder för möjligheten att effektivisera motorn.

2.1.1 Termodynamiska begränsningar dieselmotorn Moderna fartyg drivs nästan uteslutande av medel- och lågvarviga dieselmotorer. Genom att öka den termiska verkningsgraden (𝜂𝜂) för dieselmotorn leder detta till mindre förbrukat bränsle vid identiskt driftfall. Det är möjligt att studera dieselmotorn som en ren värmemaskin där verkningsgraden definieras som kvoten mellan nyttigt arbete och tillförd mängd värme (Alvarez, 2006);

𝜼𝜼𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕 = 𝑾𝑾𝒖𝒖𝒕𝒕𝒖𝒖ö𝒕𝒕𝒕𝒕

𝑸𝑸𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒖𝒖ö𝒕𝒕𝒓𝒓 (1)

Den termiska verkningsgraden är således en begreppsförklaring av hur mycket mekaniskt arbete, 𝑘𝑘𝑢𝑢𝑡𝑡𝑢𝑢ö𝑡𝑡𝑡𝑡, som går att utvinna ur systemets mängd tillförd värme, 𝑄𝑄𝑡𝑡𝑡𝑡𝑠𝑠𝑠𝑠𝑢𝑢ö𝑡𝑡𝑟𝑟. Teoretiskt uträttar en innesluten arbetsgas ett arbete genom uppvärmning och sedermera expansion. Detta enligt gasernas allmänna tillståndslag vilken fastslår att en given gas upptar en större volym vid ökad temperatur (ibid.). Den ideala verkningsgraden, också kallad Carnotverkningsgraden, är härledd ur termodynamikens andra huvudsats om irreversibilitet och visar hur en tillståndsändring av energi aldrig kan ske utan förluster. Carbotverkningsgraden presenterades av fransmannen Sadi Carnot år 1824 (Kalyani & Ramesh, 2012) och definieras enligt nedan;

𝜼𝜼𝒄𝒄𝒄𝒄𝒕𝒕𝒄𝒄𝒄𝒄𝒕𝒕 = 𝟏𝟏 − 𝑻𝑻𝒕𝒕𝒕𝒕𝒄𝒄𝑻𝑻𝒕𝒕𝒄𝒄𝑻𝑻

= (𝑻𝑻𝟏𝟏−𝑻𝑻𝟐𝟐)𝑻𝑻𝟏𝟏

(1)

där 𝑇𝑇1 representerar temperaturen då värme tillförs arbetsgasen och 𝑇𝑇2 representerar temperaturen för vilken värme avges arbetsgasen. Carnotverkningsgraden visar hur mycket av ett värmeflöde en motor kan omvandla till mekaniskt arbete (se Figur 1 nedan).

5

En värmemotors behandling av en arbetsgas kan termodynamiskt betraktas som en rad av olika tillståndsändringar. Kolvens väg i cylinderloppet erhålls av de resulterande krafterna som gasens termiska expansion ger. En termodynamisk betraktelse indelar helheten av processen till delprocesser. Delprocessernas tillståndsändringar anses vara reversibla om de förlustfritt återgår till dess tidigare värden, ett ouppnåeligt bevis på att ingen yttre påverkan skett. Termodynamikens första huvudsats säger att energin i ett isolerat system är konstant varpå den andra huvudsatsen menar att belysa den naturlag som innebär att ingen uppdämd värmemängd helt kan omsättas till mekaniskt arbete. Perpetuum Mobile är vad en maskin som bryter mot dessa lagar kallas och praktiken visar att den är en omöjlighet. Henrik Alvarez (2006, s. 247) menar här att irreversibilitet är ett ofrånkomligt villkor för att ett arbete ska kunna uträttas och för att begreppet termisk verkningsgrad ska kunna motiveras.

2.1.2 Dieselmotorns mekaniska begränsning Med ovanstående sammanfattning kan det konstateras att genom att ytterligare öka temperaturen 𝑇𝑇1 och/eller sänka temperatur 𝑇𝑇2 ökar verkningsgraden för alla värmemotorer, inklusive dieselmotorn vilken arbetar enligt Seiliger-processen ekvation 3 (Alvarez, 2006). Dock kvarstår det faktum att dieselverkningsgraden i praktiken aldrig kan uppnå den ideala verkningsgraden. Medelvarviga dieselmotorer har en lägre verkningsgrad och en högre avgastemperatur jämfört med större lågvarviga motorer. Detta kan delvis förklaras genom att ju lägre varvtal desto längre tid för att värmen att uträtta ett arbete i cylindern. Förluster i form av värme ligger ofta i spannet 50-60% för större marina dieselmotorer (Kuiken, 2008). Värmeförlusterna fördelar sig mellan bland annat smörjolja, mantelkylning, avgaser, luftkylning samt värmestrålning. De största värmeförlusterna återfinns främst i avgaserna och kan uppgå till 25,5% enligt Shu et al. (2012, s. 386). De hänvisar till en mätning från en av MANs större tvåtaktsmotorer tvärstyckes-typ.

𝜼𝜼𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒔𝒔𝒕𝒕𝒕𝒕 = 𝟏𝟏 − 𝟏𝟏𝜺𝜺𝜿𝜿−𝟏𝟏

· 𝜺𝜺𝟏𝟏𝜿𝜿·𝜹𝜹−𝟏𝟏

𝜹𝜹−𝟏𝟏+𝜿𝜿·(𝜺𝜺𝟏𝟏−𝟏𝟏) (2)

Figur 1 Termodynamisk begreppsbild av Carnots värmemotor

6

Seiliger-processen, vilken är gängse modell för verkningsgraden hos en dieselmotor, visar hur värme ansätts både under konstant tryck såväl som volym. De faktorer som inverkar på verkningsgraden är kompressionsförhållandet 𝜀𝜀, adiabatexponenten 𝜅𝜅, tryckuppsättningen 𝛿𝛿. Kompressionsförhållandet ε för en dieselmotor definieras som; 𝛆𝛆 = 𝑽𝑽𝒕𝒕𝒄𝒄𝑻𝑻

𝑽𝑽𝒕𝒕𝒕𝒕𝒄𝒄 (3)

Där 𝑉𝑉𝑡𝑡𝑐𝑐𝑚𝑚 är den totala volymen i cylindern vid nedre dödläge samt 𝑉𝑉𝑡𝑡𝑡𝑡𝑐𝑐 är volymen i vid övre dödläge. Genom att öka kompressionsförhållandet för given motor ökar även temperatur 𝑇𝑇1 (Kuiken, 2008, s. 73). Detta motiveras genom gasernas allmänna tillståndslag vilken säger att med en minskad volym av en sluten gas följer en ökad temperatur av gasen. Även då kompressionsförhållandet är i starkt samband med verkningsgraden är det praktiskt omöjligt att höja kompressionsförhållandet så pass att verkningsgraden skulle närma sig den maximala. Dels begränsar det volymetriska utrymmet såsom längd på vevstakar samt vevaxeldiametern men även hållfastighet för rådande material (Kuiken, 2008, s. 74). Komponenter såsom kolvringar, vilka bland annat har för uppgift att täta mot arbetsgasen, utsätts i moderna motorer idag nära vad som är praktiskt möjligt gällande materiell hållfasthet.

2.1.3 Miljömässiga begränsningar och regler för energieffektivisering Andra problem som följer av för höga topptryck är bildandet av kväveoxider. Kväveoxider från sjöfarten bidrar till försurning och medverkar till övergödningsproblem (Fridell & Hasselblad, 2014, s. 20). Luft används som arbetsgas i dieselmotorer och innehåller cirka 80 volymprocent kväve (Kuiken, 2008, s. 146) så teoretiskt sett skulle en dieselmotor inte behöva bidra till kväveoxidutsläpp, detta då stökiometrisk förbränning innebär en exakt mängd syreatomer som förenar sig med kolatomerna i bränslet. Vid stökiometrisk förbränning skulle kväveatomerna i luften följa med avgaserna utan att reagera med syre. Praktiskt så körs en dieselmotor med ett luftöverskott om cirka tre gånger det teoretiska luftbehovet (Kuiken, 2008, s. 314) och då kväveoxidbildning gynnas av högre temperaturer och längre förbränningstid (ibid.) är lågvarviga fartygsdieslar stora kväveoxidproducenter. Om så än oönskade går även trenden mot att sänka varvtalet för att minska den specifika bränsleförbrukningen vilket ger kväveoxidbildningen längre tid för varje förbränningscykel, detta då erforderlig framdrivningseffekt förhåller sig exponentiellt till farten. För att minska sjöfartens bidrag till kväveoxidutsläpp reglerar IMO kväveoxidutsläpp i konventionen MARPOL 73/78 under Regulation 13 (IMO, 2015d). Gällande växthuseffekten bidrog sjöfarten 2012 för 2.2% av de totala koldioxidutsläppen det året (IMO, 2015b). Att höja verkningsgraden, det vill säga utnyttja så mycket energi som möjligt ur bränslet, sänker koldioxidutsläppen för en fartygsmotor vid identiska driftmönster. Som nämnt ovan resulterar högre kompressionsförhållande generellt i en högre verkningsgrad och således lägre koldioxidutsläpp. Nämnda ökning av kompressionsförhållandet kommer även resultera i en ökning av kväveoxider. I motsatt riktning kommer åtgärder för att minska

7

kväveoxidutsläpp öka den specifika bränsleörbrukningen. Detta fenomen omnämns som dieseldilemmat och är ett hinder för sjöfarten när det gäller energieffektivisering (Germanischer Lloyd, 2008, s. 5-6). Vidare kan följande tankegång behandlas; om energieffektiviseringen av kraftsystem tillåts fortgå och enbart ses som lönsamma kan utvecklingen av miljömässigt hållbara system hämmas. Vårt förlitande på befintliga fossilbaserade framdrivningssystem försätter miljömässigt hållbara tekniker i skuggläge. För att minska den internationella sjöfartens påverkan på klimatet har IMO bland annat tagit fram nya regler för energieffektivisering vilka trädde i kraft 1 januari 2013 (IMO, 2015e). Reglerna gäller för alla fartyg på 400 GT (Gross Ton) och över. Reglerna är tillägg i konventionen MARPOL bilaga VI och har infört obligatoriska riktlinjer gällande energieffektivisering för fartygsutformning (Energy Efficiency Design Index) och detta för nya fartyg. Så länge effektivitetsnivån är enligt de kravs som ställs lämnas valet av teknik till konstruktörer och byggare att nyttja de mest kostnadseffektiva lösningar marknaden har att erbjuda (IMO, 2015a). För både äldre och nya fartyg introducerades SEEMP (Ship Energy Efficiency Management Plan) på operativ nivå. För att få ut ett energieffektivitetscertifikat (International Energy Efficiency Certificate) krävs att fartygen håller en SEEMP ombord för att energieffektivisera driften av fartyget. Hanteringsplanen uppmanar ägaren och operatören att överväga nya metoder och tekniker för att optimera prestandan ombord fartyg genom bland annat ruttplanering eller införandet av spillvärmeåtervinningsteknik (IMO, 2015a).

2.2 Spillvärmeåtervinning – WHR

Mehta, Gohil, Bavarva & Saradava (2012) anser att nyttan med spillvärmeåtervinning kan indelas i två kategorier – direkt nytta och indirekt nytta. Att ett spillvärmesystem återvinner förlorad energi och därmed höjer totalverkningsgraden är primärt den direkta nyttan. Av detta resonemang ökar antingen energiproduktionen till bibehållen kostnad eller så sänks kostnaden till bibehållen produktion. Mehta et al. (2012, s. 2) utröner också att de indirekta nyttorna är knutna till minskad rökgasgenerering. Miljömässigheten är ett sådant exempel då tekniken bidrar till minskade utsläpp av växthusgaser och skadliga ämnen. Vidare förs även resonemanget att vikten av kringutrustning, såsom dieselgeneratorer, får minskad processbetydelse då effektuttaget på dessa kan minskas och att de kan dimensioneras ned i ett senare skede (ibid.). Varje spillvärmeflöde delar Shu et al. (2012) in efter kvantitet, kvalitet, återvinningsteknik och praktisk begränsning. Potentialen på värmeflödet kan knytas till kvantiteten och kvalitén är rådande entalpi där högre temperatur ses som mer kostnadseffektiv att återvinna. I ekvation 5 & 6 presenteras hur spillvärme ��𝑄𝑐𝑐𝑣𝑣𝑠𝑠𝑐𝑐𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡 är en funktion av sammansättningen; massflödet och entalpin i enlighet med vad Shu et al. (2012) skriver. Vidare kan rökgasens värmeflöde åskådliggöras enligt ekvation 5. Term för avgasernas entalpi Δℎ𝑐𝑐𝑣𝑣𝑠𝑠𝑐𝑐𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡 och sammansättning

8

av massflöden avgör beskaffenheten för spillvärmeåtervinning, vi ser att en ökning av massflöden och/eller en ökning av entalpin skulle ge avgaserna ett större värmeflöde. ��𝑸𝒄𝒄𝒂𝒂𝒔𝒔𝒄𝒄𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕 = 𝚫𝚫𝒉𝒉𝒄𝒄𝒂𝒂𝒔𝒔𝒄𝒄𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕 · ���𝒕𝒃𝒃𝒕𝒕ä𝒄𝒄𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕 + ��𝒕𝒕𝒕𝒖𝒖𝒖𝒖𝒕𝒕� (4)

Nedanstående formel är en betraktelse av en förbränningsmotor i enlighet med termodynamikens första huvudsats. Energibalansen i ekvation 6 visar hur förbränningen frigör värme vid ett godtyckligt varvtal. Värme som delvis omsätts till axeleffekt 𝑃𝑃𝑐𝑐𝑚𝑚𝑡𝑡𝑠𝑠, bortkyles som ��𝑄𝑡𝑡𝑘𝑘𝑠𝑠 och ��𝑄𝑟𝑟𝑡𝑡𝑣𝑣𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡 samt frigörs som avgaser ��𝑄𝑐𝑐𝑣𝑣𝑠𝑠𝑐𝑐𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡. ��𝒕𝒃𝒃𝒕𝒕ä𝒄𝒄𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕 · 𝒉𝒉𝒃𝒃𝒕𝒕ä𝒄𝒄𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕 + ��𝒕𝒕𝒕𝒖𝒖𝒖𝒖𝒕𝒕 · 𝒉𝒉𝒕𝒕𝒖𝒖𝒖𝒖𝒕𝒕 = 𝑷𝑷𝒄𝒄𝑻𝑻𝒕𝒕𝒕𝒕 + ��𝑸𝒕𝒕𝒌𝒌𝒕𝒕 + ��𝑸𝒓𝒓𝒕𝒕𝒂𝒂𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕 + ��𝑸𝒄𝒄𝒂𝒂𝒔𝒔𝒄𝒄𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕 (5)

Mehta, Gohil, Bavarva & Saradava (2012) klassificerar spillvärmens temperatur utifrån konventionella källor och visar hur potentialen för värmeåtervinning kan knytas till ökande temperatur. Återvinningspotentialen indelas nedan i tabell 1 som Hög-, Medel- och Lågtemperatur medan exempel på genererande källa tas upp i tabell 2. Tabell 1 Klassificering av spillvärmetemperatur

Temperaturspann Återvinningspotential Exempel på värmekälla

>650 ℃ Högtemperatur Industriugnar

230 – 650 ℃ Medeltemperatur Förbränningsmotorer

27 – 230 ℃ Lågtemperatur Kylvätskeflöden

Tabell 2 Temperaturspann och exempel på genererande källa

Temperaturspann Exempel på värmekälla Typ

230 – 480 ℃ Ångpanna Avgaser

315 – 600 ℃ Kolvmotor Avgaser

230 – 370 ℃ Turboladdad kolvmotor Avgaser

425 – 650 ℃ Katalytisk krackning Processtermisk

Spillvärmeåtervinning ombord på fartyg har tidigare utnyttjats genom värmeväxling i en avgaspanna där den producerade ångan försörjt förbrukare såsom värmning av bränsletankar. Shu et al. (2012) beskriver en rad kostnadseffektiva sätt att nyttja spillvärmen och

9

konkluderar att hög-gradig värme lämpar sig för elektrisk eller mekanisk generering medan lågvärdig lämpar sig sämre. Metoder som kan aktualiseras för spillvärmeåtervinning av låg- och medeltemperatur föreslås som: • Rankine cycle – En vanlig tillämpning av Rankine-processen är ångkraftverk som

förekommer inom kärnkraften, eller som lasthanteringspumpar ombord oljetankers. Tekniken bygger på att låta ett medium genomgå fasändringar under olika tryck och temperaturer. Vanligen förångas processvatten i en ångpanna och med godtycklig grad överhettning tillåts ångan expandera över en kolvmaskin eller turbin varpå ett arbete utförs. Spillvärmeåtervinnande tekniker redan industriellt och marint implementerade är Opcon ABs Powerbox - Wet Steam Turbine (WST) och Organic Rankine Cycle (ORC). Siuru (2013) beskriver hur båda teknikerna finns installerade ombord M/S Figaro genom utvecklingssamarbetet mellan Wallenius Rederi och Opcon AB. WST-turbinen tillåts arbeta med mättad ånga av det förhållandevis låga trycket levererat av fartygets avgaspanna. Mättad ånga av lågt tryck ger en ångbeskaffenhet vanligtvis förvisad till fartygets uppvärmningsbehov, det vill säga att den befinner sig i lågtemperaturspannet. ORC-systemet nyttjar låggradig värme från framdriftsmaskinernas kylvattenflöden och tekniken möjliggörs genom att använda ett organiskt arbetsmedium med en förångningstemperatur lägre än den för vatten.

• Kraftturbin – I en konventionell turbokompressor delar en avgasturbin samma axel som en kompressor. När avgaserna expanderar över turbinstegen erhålls det roterande moment som kompressordelen nyttjar för att överladda motorn. Större luftmängd möjliggör att mer bränsle kan förbrännas varpå effekten höjs utan att öka maskinstorleken. En kraftturbin som Shu et al. (2012) föreslår skulle också innefatta en elkraftsgenerator på den delade axeln. Motiveringen bakom denna kraftturbinsteknik ligger i att kompressionsarbetet som avgasturbinen utför är mindre än tillgänglig turbineffekt, kompressorn nyttjar inte all effekt en turbindel skulle kunna leverera. Tekniken bygger alltså på att kompressorn har verkningsgrad hög nog att generatorn också kan drivas av turbinen.

• Kylmaskiner – Ett fartyg har bruk för kyla i klimatanläggningar som behandlar luften ombord, proviantrum med låga temperaturer och ibland även för lasthantering. Spillvärme kan i vissa fall nyttjas i absorptionsanläggningar där huvudsakliga drivsättet är ett överskott av värme. Sådana system skulle minska behovet av elförsörjda kompressorkylmaskiner.

• Färskvattentillverkning – En vanligt förekommande metod att behandla sjövatten för ombordnyttjande är genom förångning med kylvattnet från cylinderkylningen av framdrivningsmaskineri. Detta värmeflöde håller en temperatur tillräcklig för att förånga sjövattnet förutsatt att trycket understiger normalt lufttryck.

10

2.3 Stirlingmotorn

Stirlingmotorn är en värmemotor som arbetar enligt yttre värmetillförsel, en skillnad i temperatur medför att värme kan uträtta ett i tiden roterande moment. Kopplad till en generator kan den i sin tur alstra elektricitet. I sin enklaste konfiguration är regenerativ stirlingmotor en motor som uteslutande drivs av värme. Regenerativiteten erhålls då en viss värmemängd cykliskt återvinns istället för att helt kylas bort. Stirlingmotorn har ingen exakt konstruktion utan har historiskt sammansatts med ett flertal olika kolvarrangemang. Vad de samtliga konstruktionerna har gemensamt är att de genom värmeväxling av yttre värmekällor uträttar ett arbete genom att cykliskt värma och kyla en innesluten arbetsgas. Robert Stirlings anrika patent på den regenerativa stirlingmotorn är nedan beskriven.

2.3.1 Stirling-cykeln En sluten gasmängd utsätts cykliskt av vardera en varm och en kall värmeväxlare då en deplacerkolv rör sig längs sin slaglängd varpå gasen strömmar genom en tredje värmeväxlare benämnd regenerator. Detta kompressibla arbetsmedium är hermetiskt slutet vilket ger att trycket varierar med tiden och denna närmast sinusformad tryckvariation kan sedermera uträtta ett expansionsarbete på en kraftkolv. Redan 1871 blev tre klassiska motortyperna grundligt termodynamiskt utredda av tysken Gustav Schmidt. Publikationen som har benämnts “Schmidts Klassiska Analys” står sig än idag då den rigoröst särskiljer de tre arrangemangens termodynamiska förutsättningar (Cullen & MacGovern, 2010). Dessa finns att se på figur 4 och är beskrivna i avsnitt 2.3.3 I figur 2 nedan är tillstånden för en arbetscykel visualiserade genom tillstånd tilldelade sifforna 1, 2, 3 och 4. Specifika värmemängder 𝑞𝑞 𝑘𝑘 𝑘𝑘𝑘𝑘⁄ visar i vilken delprocess värme tillförs där 𝑞𝑞𝑅𝑅 är regenerad- och 𝑞𝑞𝐻𝐻 & 𝑞𝑞𝐶𝐶 är tillförd värme. Som i alla pV-diagram är arbetet utfört står i direkt relation till arean inom hörnpunkterna i pV-diagrammet.

Figur 2 pV- och Ts-diagram beskrivande den teoretiska Stirling-cykeln

11

Thombare & Verma (2008, s. 6-17) framlägger de teoretiska processerna enligt följande: 1→ 2 Isoterm kompression och yttre värmebortförsel Kompressionskolven rör sig här mot sitt nedre dödläge. Expansionskolven står här still i övre dödläge varpå arbetsgasen strömmar till expansionskolvens kalla sida. Trycket höjs och entropin minskar med oförändrad temperatur, villkoret som möjliggör detta är att värmemängden 𝑞𝑞𝐶𝐶 bortförs. Tryckhöjningsarbetets storlek står i paritet till den bortförda värmen. 2→ 3 Isokor regenerativ strömning De båda kolvarnas lika riktning ger oförändrad volym varpå inget volymändringsarbete sker. Gasen genomströmmar regeneratorn och i detta skede upptar arbetsgasen värmemängden 𝑞𝑞𝑅𝑅, som är uppdämd i regeneratorn, och trycket höjs. 3→ 4 Isoterm expansion och yttre värmetillförsel Expansionskolven löper fortsatt mot övre dödläge och bort från regeneratorn medan kompressionskolven står still intill regeneratorn. Expansionen medför trycksänkning men konstant temperatur erhålls genom yttre värmetillförsel. Entalpin hålls därmed konstant men entropin ökar. Volymutvidgningsarbetet står i paritet till det tillförda värmet 𝑞𝑞𝐻𝐻. 4→1 Isokor regenerativ strömning Både expansions- och kompressionskolven rör sig här i den riktning som medför att arbetsgasen strömmar från den varma till den kalla sidan. Man anser att volymen är oförändrad varpå inget volymförändringsarbete kan utföras. Regeneratorn upptar här istället arbetsgasens högre temperatur genom värmemängden 𝑞𝑞𝑅𝑅 och trycket sänkts därmed. Entropin och entalpin minskar (ibid.). Effektiviteten av en Stirling-process är likvärdig den för Carnotprocessen om antagandet innefattar den om ideala gaser, fullständig regeneration och utebliven dödvolym (Kongtragool & Wongwises, 2006, s. 34). Denna åskådning gör alltså stirlingmotorn till den mest effektiva av alla värmemotorer men visar också vikten av motorkonfigurationen med avseende på volymförhållande, dödvolym och värmeöverföringens effektivitet genom värmeväxlar- och regeneratorverkningsgraden (Thombare & Verma, 2008, s. 14). Man kan alltså inte i praktiken anse att arbetsgasen är ideal då kompressions och expansionsarbetet kommer ske adiabatiskt, inte heller att värmeöverföringen sker förlustfritt. Likväl har Carnotverkningsgrader om 65–70% åstadkommits med modern teknologi (Thombare & Verma, 2008). Kalyani & Ramesh (2012) uttrycker Stirling-cykelns verkningsgrad enligt ekvation 7 nedan;

12

ɳ𝒕𝒕 = ɳ𝒄𝒄𝒄𝒄𝒕𝒕𝒄𝒄𝒄𝒄𝒕𝒕

�𝟏𝟏+(𝟏𝟏−ɳ𝒕𝒕)(𝟏𝟏− 𝑻𝑻𝒕𝒕𝒕𝒕𝒄𝒄𝑻𝑻𝒕𝒕𝒄𝒄𝑻𝑻)

(𝒕𝒕−𝟏𝟏)(𝒕𝒕𝒄𝒄𝑽𝑽𝟏𝟏𝑽𝑽𝟐𝟐

)�

(6)

Stirling-cykelns Carnot-verkningsgrad fås utifrån följande parametrar: regeneratorns

verkningsgrad ɳ𝑡𝑡, volym- och temperaturförhållandet 𝑉𝑉1𝑉𝑉2

och 𝑇𝑇𝑡𝑡𝑡𝑡𝑐𝑐𝑇𝑇𝑡𝑡𝑐𝑐𝑚𝑚

samt adiabatexponenten 𝑘𝑘.

Arbetsgasen bör ha en så stor specifik värmekapacitet som möjligt, så god konduktivitet som möjligt samtidigt som viskositeten och densiteten måste förbli låg. Vidare tillkommer hanteringsaspekten vilken uteslutit vätgas som annars har mycket god värmekapacitet. Att finna samtliga dessa egenskaper kombinerade hos en kompressibel gas är ännu för framtida forskare att upptäcka menar Thombare et al. (2008) varpå helium är det föredragna valet av arbetsgas.

2.3.2 Stirlingmotorns historia Stirlingmotorn har anor från 1700-talets slut, redan 1816 erhöll skotten Robert Stirling patent på värmemotorn. Stirlingmotorn fick kommersiellt genomslag tack vare enkelheten i konstruktionen, den låga ljudnivån samt möjlighet till drift med olika bränslen. Implementeringen av regeneratorn, detaljen som möjliggör prestandajämförelser med idealprocessen, tillhörde också nämnda patent. Patentet utfärdades alltså redan innan Sadi Carnot presenterade Carnotprocessen år 1824 (Kalyani & Ramesh, 2012). Effekten en stirlingmotor kunde producera var i storleksordningen 0,1 - 4 kW. Samtida ångmaskiner var föredragna vid produktion av större effekter (Kongtragool & Wongwises, 2007, s. 548-9). Produktionen av stirlingmotorer mattades av och fick i princip sitt slut då elmotorn och den interna förbränningsmotorn presenterades. Det skulle dröja till 1937 innan stirlingmotorn åter blev aktuell. Philips i Holland sökte då efter alternativa värmemotorer till att förse radioutrustning med elektricitet i avsidesliggande förhållanden. Det var när Philips presenterade tekniken som motorn för allmänheten blev känd som stirlingmotor. Med ökad materialkunskap samt bättre termodynamiska modeller gjordes stora framsteg. Den portabla elektricitetsgeneratorn 102C lanserades men halvledarteknikens intåg under 40-talets slut reducerade strömåtgången i radiokretsar (Nilsson, 1997, s. 6) vilket resulterade i att tekniken åter igen hamnade ur fokus. Oljekrisens efterdyningar 1980 resulterade i att stirlingmotorn ännu en gång föreslogs som ett gångbart alternativ (Thombare & Verma, 2008, s. 5).

Figur 3 Philips 102c (Källa: Philips Company Archives). Återgiven med tillstånd.

13

2.3.3 Motorkonfigurationer Stirlingmotorn finns i tre vedertagna konfigurationer; Alfa, Beta och Gamma. Vilket kolvarrangemang som lämpar sig bäst i sammanhanget beror på applikationens förutsättningar, beskaffenheten hos värmen samt generell motorbyggarfilosofi (Nilsson, 1997). Schmidts klassiska analys (Thombare & Verma, 2008, s. 17-18) beskriver de tre olika anpassningarna och åskådliggör skillnader ur mekanisk och termodynamisk synpunkt. Figur 4 visar de tre klassiskt förekommande motortyper.

Figur 4 Begreppsbild motorkonfigurationer Alfa, Beta & Gamma

− Alfa-konfigurationen har den enklaste av utföranden, de två kolvarna benämns

vanligen kompressions- och expansionskolv och regeneratorn är här placerad däremellan, avbildad som en fibrös massa.

− Beta-konfigurationens beståndsdelar är deplacerkolv, arbetskolv och regenerator. I bilden ovan är regeneratorn och deplacerkolven densamma och är avbildade i turkos färg. Dessa är placerade i ett och samma utrymme. För att åstadkomma en fungerande vevrörelse om 90 graders förskjutning måste ett sofistikerat länkage utformas. Philips utvecklade under 1950-talet en väl avvägd transmission som dynamiskt balanserar även en en-cylindrig motor, denna benämns “Rhombic drive” och finns att se som figur 5.

− I likhet med Beta är Gamma-konfigurationen av deplacer- och arbetskolvstyp men har ett separat utrymme där arbetsgasen tillåts genomgå volymförändring. I och med att arbetscylindern står vinkelrätt mot deplacerkammaren åstadkoms också fasförskjutningen och en konventionell vevrörelse kan appliceras.

Figur 5 Rhombic transmission

14

2.3.4 Värmeväxling och regenerativitet Värmeväxlare förekommer i många olika kommersiella utföranden exempelvis radiatorflänsar, rör- och plattvärmeväxlare. Oavsett typ så ligger grundfunktionen i att överföra värme från ett medium av en viss temperatur och ett visst tryck till ett medium med annorlunda beskaffenhet. Utformningen ger olika förutsättningar för att klara mediets värmeövergång och därför krävs vetskap om fas (gas eller vätska), relativa temperaturer, massflöden och bland annat deras strömningsriktning. Lopes, Douglas, McCullough, O'Shaughnessy, Hanna, Rouaud, & Seaman, R. (2012) belyser även önskemål som att hålla nere volymen och massan då dessa parametrar i hög grad påverkar kostnadsbilden. De föreslår att den relativa volymen kan fås ur sambandet mellan värmeöverföringens densitet

𝛽𝛽 𝑚𝑚2

𝑚𝑚3� och innevarande area i värmeväxlaren 𝐴𝐴. Se ekvation 8. Ett högt värde på nämnda

densitet ger här en mindre kostsam volym med bibehållen värmeledande area. 𝜷𝜷 = 𝑨𝑨

𝑽𝑽 (7)

Regeneratorn, den heta och den kalla sidan är alla exempel på värmeväxlare. Som alla värmemotorer, i enlighet med figur 1, är ett värmeflöde en förutsättning för arbete och inte tvärt om. Som tidigare nämnt så genomströmmas inte stirlingmotorn av en förbränningsgas utan arbetar med ett värmeflöde. Den heta sidan står direkt i förbindelse med värmekällan, regeneratorn höjer verkningsgraden genom minskning av bortförd värme och den kalla sidan har till sist till uppgift att kyla bort restvärme från processen (figur 2). I detta stycke förklaras vikten av god värmeväxling. Ekvation 9 står modell för värmeledningsfenomenet genom att värmemängden 𝑄𝑄 är produkten av sammanlagda värmeledningskoefficienten 𝑈𝑈 𝑖𝑖 𝑘𝑘 𝑚𝑚2 · 𝐾𝐾� , värmeväxlarens värmeledande

area 𝐴𝐴 och uppnådd logaritmisk medeltemperaturskillnad Δ𝑇𝑇 på de olika värmeväxlarsidorna. Ett vanligt konstruktionstryck för en stirlingmotor är 10MPa (Cullen & McGovern, 2008) vilket ställer höga krav på värmeväxlarens egenskaper med avseende på värmeledning, geometrisk utformning och hållfasthet (Thombare & Verma, 2008). Ekvationen visar att det finns en avvägning mellan önskan att ha en liten logaritmisk medeltemperatur ∆𝑇𝑇𝑠𝑠𝑡𝑡, vilket medför hög verkningsgrad, och en liten area 𝐴𝐴 då en stor area medför stor volym och hög kostnad. 𝑸𝑸 = 𝑼𝑼 · 𝑨𝑨 · ∆𝑻𝑻𝒕𝒕𝒕𝒕 (8)

En stirlingmotors värmeväxlare är nyckelkomponenter och prestandan beror direkt på värmeväxlingens effektivitet och kapacitet. I en inre förbränningsmotor (ICE) sker förbränningen våldsamt i expansionsutrymmet vilket direkt leder till en gasexpansion. För stirlingmotorn medför värmeövergången en viss tidsfördröjning från värmekälla till arbetsgas för att erhålla samma gasexpansion. Samma tidsaspekt gäller den bortkylda värmen och

15

arbetstemperaturen erhålls efter en viss tid. Dynamiken i värmeflödet ger alltså förutsättningar för i vilken mån gaserna hinner genomgå cykeln. Värmeväxlarna i en stirlingmotor är alltså av direkt betydelse för effektuttag och verkningsgrad. Trycket i processen är, likt de flesta kolvmotorer, proportionellt mot effektuttaget och konstruktionen måste vara hållfast nog att motstå processens tryckvariation och temperaturer. Vid vidareutveckling av detta resonemang kan följande fastslås: Den varma värmeväxlaren är svårutvecklad då den utsätts för olika tillstånd gällande ut- och insida. Värmen passerar utifrån en högtempererad förbränningsgas med lägre och jämnare absoluttryck in genom det värmeledande materialet till arbetsgasen som cykliskt utsätts för stora tillståndsvariationer. Därför beror utformningen på värmekällans slag och bör beaktas redan vid designstadiet varför rörvärmeväxlare utreds av Thombare et al. (2008). Två definitiva begränsningar redogörs för den heta värmeväxlaren 1) Värmeledningskoefficienterna för ytter- och innersidan kommer avvika signifikativt till följd av olika stor värmeledande yta och grad av fouling. 2) Tjockleken på rören, diameterförhållandet mellan ytter- och innersida, bör dimensioneras utefter termisk påfrestning såväl tryckbelastning. Detta förhållande måste samtidigt harmonisera med sökt värmeledande arean och samtliga faktorer kan också vara i otakt med strömningsförlust- och dödvolymskrav. Värmeväxlaren förblir en kompromiss. Regeneratorn har till uppgift att cykliskt uppta och släppa värmen och delvis lagra den värme som annars helt måste kylas bort vilket höjer verkningsgraden (Kongtragool et al., 2006, s. 347). Detta illustreras i figur2. Den är alltså en värmeväxlare vilken arbetsgasen passerar genom. Således är den ofta tillverkad i ett poröst och finmaskigt stål eftersom värmeövergången bör ske snabbt men med litet strömningsmotstånd (Thombare & Verma, 2008). Regeneratorverkningsgrader om 95-99,09% har rapporterats enligt Kongtragool & Wongwises (2006) men då är förutsättningarna för detta resultat högst specifika.

Figur 6 Regeneratorn

16

2.3.5 Tillämpbarhetsaspekt av stirlingmotorn Exempel på moderna applikationer där tekniken framgångsrikt tillämpats är u-båtar och solkraftverk. Den svenska marinens användning av stirling-elektriskt framdrivningsmaskineri är en välavvägd och ett noga tilltänkt maskinarrangemang där stirlingmotorns speciella egenskaper utnyttjas. Tyst motordrift gör u-båten svår att upptäcka och då både bränsle såväl syre kan bunkras i flytande form förlängs operationstiden i undervattensläge avsevärt (Nilsson, 1997). Vid ökat oljepris har alternativa energikällor blivit aktuella och Stirlingmotorn har tagits i drift vid solkraftsfält där värmen riktas mot stirlingmotorns varma värmeväxlare genom reflektorer. Således nås verkningsgrader upp mot 30 % vilket kan jämföras med solceller som når 6-15 % (Karlberg, 2008). Att motorn inte är absolut beroende av en speciell bränsletyp har medfört att motorn numera används bland annat för att ta tillvara på metangas från avfallsanläggningar (Schultz, 2013). Stirlingmotorn har många fördelar jämfört med bland annat konventionella kolvmotorer såsom flexibilitet av bränsleval då stirlingmotorn kan köras genom all förbränningsvärme (Thombare & Verma, 2008, s. 5-6). Värmen behöver nödvändigtvis inte produceras genom förbränning utan kan komma från till exempel solenergi eller spillvärme. Vidare har stirlingmotorn liten belastning på miljön jämfört med inre förbränningsmotorer (Ibid.) dels då förnyelsebara bränslen och värmekällor kan nyttjas men även mindre utsläpp av partiklar och förbränningsrester specifika för inre förbränningsmotorer. Andra fördelar är den relativt låga ljud- och bullernivå som erhålls tack vare yttre förbränning. På en konventionell inre förbränningsmotor sker värmetillförsel via bränsleinsprutning och sedermera explosionsartat vid varje förbränningstakt. Resulterande krafter fortplantar sig som ljud- och energivågor (Hirata & Kawada, 2005). Vidare kan stirlingmotorns uppbyggnad i jämförelse med konventionella motorer anses som relativt enkel. Varken ventiler eller medföljande kamaxelsystem behövs (Nilsson T., 1997, s.15). Bränslesystem bestående av bränslepumpar och insprutningsventiler kan bytas mot en relativt enkel brännare. Detta då brännaren inte behöver arbeta mot det i jämförelse höga atmosfärstryck vilket råder i cylindern vid insprutning i konventionell motor. Då stirlingmotorn använder en enfasig arbetsfluid är det interna trycket nära konstruktionstrycket. Detta jämfört med till exempel en ånganläggning där arbetsfluiden fasförändras; cyklisk vätska/gas. Således kan en felande övertrycksventil resultera i pannexplosion (Nilsson T., 1997, s. 6). En av stirlingmotorns största nackdelar är låg specifik effekt och hög specifik kostnad då stirlingmotorer är relativt stora för den effekt de producerar. Detta på grund av problematik med värmeväxlare vilka opererar under trycket hos arbetsfluiden vilket är proportionellt mot motorns uteffekt. Vidare ställs materiella krav för att motverka krypning och korrosiva effekter av värmekällan (Nilsson, personlig kommunikation, mars 2015). Stirlingmotorn har även problematik med arbetsgasen vilken bör ha så hög specifik värmekapacitet och låg viskositet som möjligt. Detta för att överförd värmemängd skall medföra en så stor

17

tryckökning som möjligt samt att friktionsförlusterna skall förbli små. Vätgas är närmast idealet men är svårtätat och brandfarligt. Helium är ett bra alternativ med en hög specifik effekt och relativt goda strömningsegenskaper. Gasen används vanligen som arbetsmedium i moderna stirlingmotorer (Nilsson, 1997, s. 13). Vidare är tätningsproblematiken hos stirlingmotorer generellt stor. För att praktiskt få ut en effekt av stirlingmotorn medför detta att en arbetsgas cykliskt trycksätts i arbetscylinder. För att få ut större effekt medför denna praktiskt en större tryckvariation. Nilsson (1997, s. 14) menar att om stirlingmotorn skall få ut en relativt hög specifik effekt bör medeltrycket vara upp mot 80 bar. Då en stirlingmotor behöver värmas upp innan den kan starta är den så kallade dödtiden för motorn längre än för andra motorer. En nackdel är således att den inte kan starta upp omedelbart utan uppstartstiden är beroende av storleken på tillförd värme. I fallet med spillvärmeåtervinning genom stirlingmotor beror således driftläget på värmekällan, det vill säga förbränningsmotorn (Cullen & McGovern, 2008).

2.3.6 Att konstruera en stirlingmotor Att realisera Stirling-cykeln innebär att låta en gas genomgå de tillståndsförändringar som är beskrivna i avsnitt 2.3.1 genom ett mekaniskt arrangemang, ett sådant exempel vore någon av de tre vedertagna motorkonfigurationerna beskrivna i 2.3.3. Den teoretiska processen har hög cykelverkningsgrad då den sammanfaller med Carnotverkningsgraden varför den länge varit föremål för teoretiker. Skäl till varför den avviker mot det ideala förklaras delvis som;

− Med vevmekanismens kontinuerliga rotation kan inte ändtillstånden i pV-diagrammet nås (Nilsson, 1997). Detta är emellertid inte avgörande för stirlingmotorn utan gäller för alla fram- och återgående kolvmotorer. Unikt för stirlingmotorn är dock att fasförskjutningen är 90 grader kolvarna emellan.

− Regenerationen är inte idealisk. En massas förmåga att uppta en värmemängd beror på storlek och värmekapacitet, gas såväl kropp.

− Dödvolymen, det vill säga den osvepta volymen som inte förflyttas i processen, bör idealt vara obefintlig men står för så mycket som 50 % av en verklig motor. Praktiskt upptar en ofrånkomlig mängd arbetsgas sin plats i värmeväxlarna, regeneratorn och anslutande gaskanaler (Thombare et. al, 2008).

− Arbetsgasen har inte oändligt stor värmeöverföringskoefficient vilket omöjliggör isoterm bort- och tillförsel av värme. Cykelhastigheten påverkar här, ju lägre varvtal hos den faktiska motorn desto bättre blir förutsättningarna för isotermisk tillståndsförändring (Nilsson, 1997).

Malmöformeln (ekvation 10) bygger på värmens beskaffenhet och empiriska data, utgiven i en publikation av United Stirling är den framtagen för att approximera effekt och prestanda i ett tidigt designstadie. Resultaten har stora variationer då metoden förlitar sig på empiriska värden 𝐾𝐾𝑡𝑡 och specifika kringförhållanden, likväl så är formeln beprövad och ger en väl

18

antagen fingervisning i ett tidigt utvecklingsstadie (Kongtragool & Wongwises, 2004). Tabell 3 nedan visar de empiriska värden variablerna i ekvation 10 kan anta. 𝑷𝑷𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒄𝒄𝒔𝒔 = ��𝑸𝒕𝒕𝒕𝒕 · ɳ𝒄𝒄𝒄𝒄𝒕𝒕𝒄𝒄𝒄𝒄𝒕𝒕 · ɳ𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕 · ɳ𝒂𝒂𝒃𝒃 · 𝑲𝑲𝒕𝒕 (9)

Tabell 3 Malmöformelns empiriska värden

Variabel Förklaring Empiriska värden 𝐾𝐾𝑡𝑡 𝑆𝑆𝑆𝑆𝑖𝑖𝑆𝑆𝑆𝑆𝑖𝑖𝑆𝑆𝑘𝑘𝑘𝑘𝑜𝑜𝑜𝑜𝑜𝑜𝑜𝑜𝑖𝑖𝑜𝑜𝑖𝑖𝑜𝑜𝑆𝑆𝑆𝑆𝑜𝑜𝑆𝑆 0,55 − 0,88

ɳ𝑐𝑐𝑐𝑐𝑡𝑡𝑐𝑐𝑐𝑐𝑡𝑡 𝐶𝐶𝐶𝐶𝑆𝑆𝑆𝑆𝑜𝑜𝑆𝑆𝐶𝐶𝑜𝑜𝑆𝑆𝑘𝑘𝑆𝑆𝑖𝑖𝑆𝑆𝑘𝑘𝑠𝑠𝑘𝑘𝑆𝑆𝐶𝐶𝐶𝐶 < 1 ɳ𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡 𝑀𝑀𝑜𝑜𝑘𝑘𝐶𝐶𝑆𝑆𝑖𝑖𝑠𝑠𝑘𝑘 𝐶𝐶𝑜𝑜𝑆𝑆𝑘𝑘𝑆𝑆𝑖𝑖𝑆𝑆𝑘𝑘𝑠𝑠𝑘𝑘𝑆𝑆𝐶𝐶𝐶𝐶 0,75 − 0,9 ɳ𝑣𝑣𝑣𝑣 𝑉𝑉ä𝑆𝑆𝑚𝑚𝑜𝑜ö𝐶𝐶𝑜𝑜𝑆𝑆𝑜𝑜ö𝑆𝑆𝑖𝑖𝑆𝑆𝑘𝑘𝑜𝑜𝑆𝑆𝑠𝑠 𝑜𝑜𝑜𝑜𝑜𝑜𝑜𝑜𝑘𝑘𝑆𝑆𝑖𝑖𝐶𝐶𝑖𝑖𝑆𝑆𝑜𝑜𝑆𝑆 0,85 – 0,95

Andra åskådningar på effekt- och verkningsgrad är Schmidts eller Wests som uttrycker indikerat arbete per cykel eller Beales som även den förlitar sig på empiriteten kallat Beale-nummer hos utforskade stirlingmotorer. Beale-metoden lämpar sig sämre för lågtemperatursapplikationer då empiritet för dessa saknas vilket Kongtragool & Wongwises utrönte 2006 i deras arbete att effektbestämma en gammakonfigurerad stirlingmotor i lågtemperaturutförande. Den utförliga matematiska analys Schmidt utgav år 1871 ger exakta förutsättningar för utredd prestanda utifrån de tre klassiska konfigurationerna och är enligt Kongtragool & Wongwises (2004) mest vetenskapligt korrekt. Likväl finns grund för prestandakorrektion utifrån Martinis och Walkers skilda arbeten där upplevda faktorer står som 𝐾𝐾𝑡𝑡𝑐𝑐𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑐𝑐𝑡𝑡 = 0,35 𝐾𝐾𝑤𝑤𝑐𝑐𝑠𝑠𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡 = 0,3 − 0,6.

19

2.4 Beskrivning av fallstudiens fartyg

Avsnittet tar upp grundläggande fakta gällande fartyget för undersökningen M/S Stena Scandinavica såsom dess dimensioner, driftsmönster och komponenter. Vidare behandlar avsnittet information om gällande svavelregler dess konsekvenser för fartyget.

2.4.1 M/S Stena Scandinavica Fartyget M/S Stena Britannica II byggdes 2003 av Hyundai Heavy Industries i Sydkorea. Fartyget är ett Ropax-fartyg och levererades den 7 januari 2003 till Stena RoRo, Göteborg. Britannica II var ursprungligen Brittisk flaggad med hemmahamn Harwich och trafikerade rutten Harwich - Hoek Van Holland. Fartyget byggdes 2010 om i Gdyynia, Polen för att sedan döpas om till Stena Scandinavica IV och sedermera trafikera rutten Göteborg - Kiel under svensk flagg. 2011 döptes fartyget ännu en gång om till Stena Scandinavica. Scandinavicas storlek efter senaste ombyggnation uppgår till 57639 GT (Gross Ton) respektive dödvikt på 12200 MT (metriska ton). Båten kan ta 1300 passagerare och huserar 600 hyttplatser. Den totala lastmetern uppgår till 3400 m (Asklander, 2015). För framdrift är fartyget utrustat med fyra stycken MAN B&W 9L40/54 dieselmotorer vilka levererar en total effekt på 25920 kW (6480 kW per styck). Tabell 4 beskriver grundläggande fakta om fartyget. Tabell 4 Fakta om fartyget

Dimensioner (m)

GT/DWT Maskineri Effekt (kW)

Passagerare Hyttplatser Lastmeter

243,30 x 29,90 x 6,30

57639/12200 MAN-B&W 9L40/54

25920 1300 600 3400

Framdriften sker via alla fyra huvudmaskiner då det visat sig vara mest kostnadseffektivt även då mer frekvent underhållsarbete krävs. Maskinerna körs med 50 % last (Sandborn, personlig kommunikation, 2015). Ombord Stena Scandinavica sköts elproduktionen främst genom dieselgeneratorer. Fartyget är även utrustat med två axelgeneratorer vilka levererar kraft till thrustrarna vid manöver (Paulsson Hvit, personlig kommunikation, 2015). För fartygets övergripande värmebehov, såsom värmning av bränsletankar, är Scandinavica utrustad med totalt fyra stycken avgaspannor. Avgaspannorna är levererade av KangRim Industries och producerar enligt märkdata appendix 16 1000 kg mättad ånga per timme vid 7 bar övertryck. Dessa parametrar motsvarar ungefär 0.7𝑀𝑀𝑘𝑘 enligt ekvation 11. Där tillförd värmeeffekt för avgaspanna 𝑃𝑃𝑐𝑐𝑣𝑣𝑠𝑠𝑐𝑐𝑡𝑡𝑝𝑝𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐 är produkten av massflödet kondensat ��𝑚 och entalpiskillnaden ℎ mellan vatten i ång och vätskefas. ��𝑸𝒄𝒄𝒂𝒂𝒔𝒔𝒄𝒄𝒕𝒕𝒂𝒂𝒄𝒄𝒄𝒄𝒄𝒄𝒄𝒄 = ��𝒕 · (𝒉𝒉å𝒄𝒄𝒔𝒔𝒄𝒄 − 𝒉𝒉𝒕𝒕𝒄𝒄𝒄𝒄𝒓𝒓𝒕𝒕𝒄𝒄𝒕𝒕𝒄𝒄𝒕𝒕 𝒂𝒂𝒕𝒕𝒓𝒓 𝟔𝟔𝟔𝟔℃) (10)

20

Signifikativ driftsperiod är 12 timmar per enkel resa, det vill säga antal timmar med uppnått panntryck för ångproduktion (Ragndal, personlig kommunikation, mars 2015). Vid kaj i Tyskland sköts elproduktion genom dieselgeneratorer medan landström nyttjas när fartyget ligger i Göteborg (Ibid.).

2.4.2 SECA-omställning och dess effekter Utsläpp i form av svavel har uppmärksammats som en faktor till försurning, främst i speciellt utsatta områden såsom Östersjön (Hassellöv, Turner, Lauer & Corbett, 2013, s. 2731). För att minska bidragen av emissioner från sjöfarten antogs i oktober 2008 en ändrad bilaga till MARPOL 73/78 (VI). MARPOL är en konvention skapad av IMO i målet att förhindra havsföroreningar. I bilagan introducerades svavelkontrollsområden benämnda SECA-områden. Gällande regler för EU-stats sjöterritorium ingår Östersjön, Nordsjön och Engelska kanalen enligt nämnda föreskrifter. I SECA-områdena regleras gränsvärdet på marint bränsle skarpare till följd av områdenas utsatta ekologiska tillstånd. Ett globalt tilltänkt slutmål på 0,5 viktprocent eftersträvas år 2020 med reservation för tillgång på bränslemarknaden senast år 2025. (Sjöfartsverket, 2009, s. 3) Tabell 5 Maximalt svavelinnehåll i bränslet

Inom SECA Utanför SECA

Tidigare lagstiftning 1,5 viktprocent 4,5 viktprocent

IMO:s regler

2010-07-01 1,0 viktprocent

2012 3,5 viktprocent

2015 0,1 viktprocent

2020/2025 0,5 viktprocent För att tillgodose sjöfartsnäringen och raffinaderierna med andrum har konventionen förrättats så att nedskärningen av svavelinnehåll har reducerats i ett flertal steg. Från tidigare maximal

Figur 7 Illustration SECA-området EU (Källa: VTI) Återgiven med tillstånd.

21

svavelhalt på 4,5 viktprocent minskades mängden något ner till 3,5 år 2012. En undersökning gällande tillgång av lättsvavligt bränsle skall genomföras år 2018. Svaret på undersökningen avgör huruvida reduceringen till 0,5 viktprocent globalt är redo att träda i kraft redan 2020 (Kalli, Karvonen & Makkonen, 2009, s. 3). Det rådande taket för svavelinnehåll i SECA-området är 0,1 viktprocent vilket trädde i kraft den 1 januari 2015. Den 1 juli 2010 reducerades värdet från ursprungligen 1,5 till 1,0 viktprocent. Det kan således konstateras att den senaste minskningen är den största, både procentuellt sett och för den europeiska inhemska sjöfartsnäringen i stort (Sjöfartsverket 2009, s. 9-10). För ett rederi vilket är verksamt inom SECA-området har generellt kostnaderna för fartygsbränsle ökat såvida rederiets flotta inte tidigare brukat 0,1-procentig brännolja. En lågsvavlig tjockolja med 0,1 viktprocent svavelinnehåll, eller mindre, är dyrare än en tjockolja med 1,0 viktprocent. Prisskillnaden beror främst på att ingen svavelreduktion för bränslet krävs utan att halten i massan olja reduceras genom utspädning av tjockoljan med exempelvis lågsvavlig marin gasolja (LSMGO). Således behöver raffinaderierna avsvavla oljan för att nå önskade nivåer (Kalli et al., 2009, s. 10). Enligt producenten Neste Oil skall en sådan hybridolja vara tillgänglig för marknaden och ligga i prisnivå med MGO (Sjöfartstidningen, 2014). Stena Scandinavica gick i slutet av 2014 över till en hybridolja vilken, likt MGO, har en svavelhalt lägre än 0,1 viktprocent. Oljan har ett värmevärde på 42,46 MJ/kg (personlig kommunikation, Ericson, mars 2015) vilket likvärdigt med MGO medan tjockoljor i genomsnitt ligger runt 40,0 MJ/kg (Dr. Wild, 2004, s. 3). Med ökade priser för bränsle resulterar det i incitament till förändringar av driftsmönster (Trafikanalys, 2013, s. 7). Sådana förändringar skulle kunna vara ändrad ruttplanering, reducerade hastigheter eller teknisk optimering. Den övergripande motivationen till anpassning i driftsstruktur är av kostnadsbesparingsslag där omställningar ställer mer eller mindre krav på långsiktig planläggning (Ibid.).

22

3 Metod I kapitlet motiveras valet av fallstudie som metod. Genomförandet beskrivs under respektive avsnitt där det redogörs hur urval av litteratur gjordes, vilka som intervjuades samt tid och plats. Vidare belyses hantering av empirisk data och valda beräkningar för resultat.

3.1 Fallstudie

Valet av metod föll på fallstudien dels då den passar för mindre undersökningar. Bengt Berglund (personlig kommunikation, april 2015) beskriver fallstudier som en kvalitativ metod genom valet av ett strategiskt urval och en med specifik analys. Även situationen som presenterades när en energieffektiviseringsmetod skulle undersökas gjorde valet naturligt då kontakt mellan Chalmers och Stenas energieffektiviseringsavdelning var upprättad. Inledningsvis ägnades fokus på själva fallet, Stena Scandinavica, och således hämtades den initiala informationen gällande studien hos projektkoordinator Andreas Ericson. Ericson avslutade sin tid vid avdelningen i mitten av april och ersattes av Robert Paulsson Hvit. I det specifika fallet med stirlingkraftverk fanns ingen liknande teknik på marknaden och således blev projektet inriktad på att utreda den grundläggande förutsättningar att nyttja stirlingmotorn i ändamålet. Fallstudien tillåter ett flertal olika tillvägagångssätt beroende på rådande situation och dess omständigheter. Undersökningen begränsades således inte t.ex. till en viss typ av källa, data eller intervju vilket underlättade att skapa en väl nyanserad bild. Med fallstudien kan fokus ligga på ett eller några få specifika fenomen där avsikten är att redogöra en detaljerad bild för det specifika fallet. Till skillnad från till exempel surveyundersökningen erbjuder fallstudien en möjlighet att studera frågan närmare och således ta upp detaljer vilka annars inte hade blivit uppmärksammade vid en mer ytlig undersökning. Även om fallstudien går mer in i djupet på det specifika fallet kan resultat senare generaliseras för liknande processer, situationer eller omständigheter. Att fallstudien tillåter och uppmuntrar forskaren att använda en rad olika källor och data är en av metodens starka sidor och bidrar till att skapa en fullständig bild av undersökningen. Vidare är en fördel med metoden att ingående resonemang gällande bakgrunden till resultatet kan presenteras (Denscombe, 2009, s. 60-63).

23

3.2 Litteratur i ämnet

Litteratur hämtades från ett flertal källor där vissa stod ut som betonande av innehållet. Urvalet finns sammanfattat i avsnitt Bilaga 1 - Litteraturinnehåll. I bakgrundskapitlet hämtades de termodynamiska utläggningarna och utläggningen om dieselmotorns egenskaper från kurslitteratur. Gällande spillvärmeåtervinning samt stirlingmotorn och dess egenskaper hämtades information främst från vetenskapliga artiklar. Den sista delen av teorikapitlet sammanställer information om det aktuella fallet där fokus riktades på att sammanställa gällande regler och på vilket sätt de påverkat sjöfarten i stort och Stena Scandinavica specifikt. Information om gällande reglemente med mera hämtades mestadels från IMO. När det kom till konsekvenser för sjöfarten var informationen knapphändig då det ännu är relativt nyligen reglerna trädde i kraft. Således inhämtades information främst från prognoser från statliga institut.

3.3 Intervjuer

För att skapa en nyanserad bild av både teori, resultat och diskussion nyttjades alternativet att föra intervjuer i fallstudien. Valet av intervjumetod föll på semistrukturerade intervjuer. Dessa intervjuer erbjuder möjligheter för den intervjuade att utveckla tankar och idéer utan att helt vara bunden till specifika frågor. Som utgångspunkt är förbestämt antal frågor redan förberedda till intervjun. Med en semistrukturerad intervjuteknik kan både intervjuaren och den intervjuade bidra konstruktivt till ämnet genom intressanta infallsvinklar och nya frågeställningar vilka annars hade gått förlorade. Detta till skillnad från t.ex. en fullt strukturerad surveyundersökning. I en semistrukturerad dialog finns frågorna till stöd för att utveckla innehållet. För att ta fram specifik fakta om Stena Scandinavica, dess komponenter och driftsmönster intervjuades en av fartygets tekniska chefer Jan Sandborn (9/3 2015) ombord Scandinavica. Vidare hämtades intervjuades Andreas Ericson (Stena Energy Saving Program, Tysklandsterminalen) samt andre fartygsingenjör Kristian Ragndal (25/2 2015, ombord Scandinavica) om grundläggande fakta. Gällande stirlingmotorer och dess förutsättningar i området intervjuades Martin Nilsson (12/3 2015), chefsingenjör inom termodynamik hos producenten Cleanergy AB.

3.4 Empirisk data

Data till den empiriska delen av undersökningen tillhandahölls främst i tre delar; driftsdata från fartyget, bänktest från motortillverkare och faktabaserade räknevärden från teknisk litteratur. Fartygsspecifikt tekniskt underlag tillhandahölls av Stena och driftsdata via mjukvaruprogrammet NAPA. Programmet, vilket implementerats ombord fartyget, loggar parametrar var tionde minut vilka kontinuerligt överförs trådlöst till rederiets kontor. Berörda medarbetare kan således ta del av informationen och utläsa historiska trender såsom bränsleförbrukning och elproduktion. De parametrar vi använde för våra beräkningar var massflöde bränsle på alla fartygets huvudmotorer. Även specifik bränsleförbrukning g/kWh

24

loggades för att jämföra med uppgifter från intervjuer. Ett bänktest på en av fartygets huvudmaskiner tillhandahölls av teknisk chef Sandborn där avgastemperatur vid olika driftlägen avlästes. Vidare hämtades förbränningsteknisk data, den verkliga för luftfaktorn dieselmotorförbränning, värdet på den specifika värmekapaciteten för rökgaser respektive kylvatten samt värdena om värmeväxlare från kurslitteratur samt vetenskapliga artiklar.

3.5 Energi- och kostnadsanalys

Tongivande för resultatet är beräkningarna. Dessa förklaras styckvis nedan och är sammanställda på Bilaga 2 - Beräkningsgång.

3.5.1 Beräkning av värmeeffekten hos avgaserna Utgångspunkt för estimering av tillgänglig avgasvärme var att beräkna given mängd värmeeffekt i avgasflödet vid olika driftsfall. Detta beräknades med empiriska värden från föregående avsnitt. Vidare beräknades den möjliga maximala återvinningen av spillvärme genom Carnotverkningsgraden vid rådande temperaturer och massflöden. Således kunde ett tak gällande teoretiskt högsta möjliga effektåtervinning bestämmas.

3.5.2 Beräkning av återvunnen spillvärmeeffekt Beräkning av tilltänkt motoreffekt ur avgasflödet uträttades genom att först estimera möjlig verkningsgrad genom två metoder; först genom den så kallade Malmö-formeln för att sedan jämföra en approximativ modell tillhandahållen av Martin Nilsson. Malmöformeln är ett hjälpmedel som ger fingervisning kring en stirlingmotors effektpotential utifrån verkningsgraden användes sedan att beräkna effekt på stirlingmotorn vid de olika driftsfallen genom att multiplicera verkningsgraden med maximal tillgänglig värmeeffekt för respektive driftsfall vilket gav oss en fingervisning om vilka effekter som vid ideala förhållanden kunde plockas ut ur avgaserna. Vidare fördes en djupare termodynamisk analys för att mer precist avgöra hur stor effekt stirlingmotorn kunde ha i det aktuella fallet. De båda värmeväxlarna analyserades med åtanke på effekt, volym och storlek utifrån iakttagelser kring effektdensitet 𝛽𝛽 och sammanlagd värmeledningsförmåga 𝑈𝑈 beskrivna i avsnitt 2.3.4.

3.5.3 Beräkning av minskad energiförbrukning Vi valde att jämföra estimerad producerad energiproduktion av eventuella stirlingkraftverk med fartygets totala energiproduktion under ett år av dieselgeneratorerna ombord. Genom beskrivning i avsnitt 3.5.2 beräknades förmodad motoreffekt för att sedan beräkna den approximativa energivinsten över ett år. Den signifikativa driftstiden, det vill säga driftstiden då tillräckliga temperaturer uppnåtts för att stirlingkraftverket uppskattades genom uppgifter från intervjuer samt empiriska värden från avgasmätningar. Den approximativa vinsten jämfördes sedan med en årlig energiproduktion tillhandahållen från driftsdata. Genom detta beräknades sedan en indikerad energivinst.

25

3.5.4 Beräkning av kostnadsbesparing av bränsle Att utvärdera kostnader produkt och installation av stirlingkraftverk ombord är svårt då nämnda produktslag är icke förekommande för temperaturer vid rådande fall. Vidare kräver implementering av teknisk utrustning ombord fartyg en viss typ av klassning vilken utförs av klassningssällskap. Att noggrant uppskatta dessa kostnader skulle kräva en omfattande kontakt med producent, installatör och klassningssällskap. Därför berörs detta endast i diskussionsavsnittet. Beräkning av ekonomisk vinst avser på förmodad producerad effekt av stirlingkraftverket kontra pris per ombord producerad kWh. Hänsyn till elektrisk verkningsgrad har inte tagits utan beräkningarna baseras på förmodad axeleffekt. Kostnaden per producerad kWh beror på ett flertal faktorer såsom bränslepris, kostnaden för underhållsarbete och smörjoljepris. Att göra en utförlig uppskattning av kostnaden skulle kräva en omfattande analys av fartyget i fråga. Således uppskattades priset genom en approximativ uppgift från Paulsson Hvit (personlig kommunikation, april 2015).

3.6 Evaluering av tillämpbarhet

För att avgöra hur vida tillämpbar stirlingmotorn är i aspekten spillvärmeåtervinning studerades inledningsvis tidigare litteratur om termodynamik, värmeväxling och stirlingmotorn. Eftersom värmeväxlingen är en kritisk del av stirlingmotorn togs extra hänseende till värmeväxlarens egenskaper. Detta dels genom teori och dels beräkningar. Beräkningar av förhållande mellan effekt, volym, avgastemperatur, kylvattentemperatur och verkningsgrad blev resultatet som låg till grund för att delvis bedöma tillämpbarheten för stirlingmotorn. Empiriska värden hämtades ur artiklarna och från avsnitt 2.3.5.

26

4 Resultat Resultatet för studien baseras på litteratur, intervjuer, beräkningar och statistik. Litteraturen – De mest förekommande artiklarna finns förklarade under efter innehåll på Bilaga – Litteraturinnehåll och beräkningsgången går att följa på Bilaga 2 - Beräkningsgång.

4.1 Energi- och kostnadsanalys

Studien ämnar utreda bränslebesparingen av stirlingmotor. En uppskattning av hur mycket spillvärmemängden i avgaserna för en av framdrivningsmaskinerna hos studieobjektet Stena Scandinavica, hur mycket av denna värmeeffekt som går att återvinna samt vilka kostnadsminskningar denna återvinning skulle innebära sett till minskad bränsleförbrukning.

4.1.1 Värmeeffekten hos avgaserna Grundläggande för all spillvärmeåtervinning är att det är av yttersta vikt att redogöra för mängden av återvinningsbar värme och på vilket sätt det kan tillgodogöras (Shu et. al., 2012) varpå uppskattad avgasvärme presenteras i tabellform. Tabell 6 Beräknat idealt värmeuttag ur avgaserna

Effektpådrag Bränsleflöde Rökgasflöde Avgastemperatur Teor. Tillg. värmeeffekt

% m𝑣𝑣𝑡𝑡ä𝑐𝑐𝑡𝑡𝑠𝑠𝑡𝑡 𝑘𝑘𝑘𝑘𝑠𝑠

m𝑡𝑡ö𝑡𝑡𝑠𝑠𝑐𝑐𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡 𝑘𝑘𝑘𝑘𝑠𝑠

𝑇𝑇 ℃ ��𝑄𝑡𝑡𝑡𝑡 𝑘𝑘𝑘𝑘/𝑠𝑠

26 0,104 4,79 305 755 50 0,182 8,33 303 1271 75 0,263 12,10 293 1752 85 0,294 13,51 295 1988 100 0,333 15,30 308 2468 110 0,387 17,78 331 3314

Tabellen påvisar hur avgasvärmen förhåller sig till uttagen axeleffekt på en av Stena Scandinavicas huvudmotorer MAN-B&W 9L40/54. Ett ökande lastuttag på framdrivningsmaskineri ger ett ökande avgasflöde och då även en större teoretiskt tillgänglig

värmeeffekt. Ur tabell 6 kan det utrönas att värmeflödet ��𝑄𝑡𝑡𝑡𝑡 maximalt är ≈ 1271 𝑡𝑡𝑘𝑘𝑡𝑡

vid 50 % effektpådrag på framdrivningsmaskineri. Detta är det vanligaste effektläget för Stena Scandinavica vilket bekräftas av både teknisk chef Sandborn och kan härledas ur driftsdata NAPA.

27

Vidare begränsas återvunnen effekt av det faktum att stirlingmotorn till- och bortför värme isotermt det vill säga med konstant temperatur. Med fasta temperaturintervall fås ett maximalt värmeuttag vilket illustreras i figur 8 där streckad area representerar förluster.

Figur 8 Isoterm begränsning för rådande temperaturer

4.1.2 Återvunnen spillvärme Nedan i Figur 9 exemplifieras spillvärmetillämpningen genom begreppsbild. I anslutning till avgaskanalerna överförs avgasvärmen ��𝑸𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕 till stirlingmotorns varma värmeväxlare varpå arbete uträttas under förutsättning att värme kan bortföras som ��𝑸𝒃𝒃𝒄𝒄𝒕𝒕𝒕𝒕 genom den kalla värmeväxlaren.

Figur 9 Begreppsbild Stirlingmotor i spillvärmetillämpning

28

Tabell 7 visar potentialen för spillvärmeåtervinning genom stirlingmotor och resultaten bygger på Malmöformelns empiriska värden. Att härröra hur pass stor effekt som går att utvinna ges här förenklat utifrån antagandet om konstant verkningsgrad ɳ𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑠𝑠𝑡𝑡𝑐𝑐𝑠𝑠. Tabell 7 Beräknad återvunnen spillvärmeeffekt MAN B&W W 9L40/54

Effekt huvudmotor

Teor. tillg. värmeeffekt

Ideal verkningsgrad

Ideal. återv. Effekt

Potential ɳ𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑠𝑠𝑡𝑡𝑐𝑐𝑠𝑠

= 0,75

Potential ɳ𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑠𝑠𝑡𝑡𝑐𝑐𝑠𝑠

= 0,35

Potential ɳ𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑠𝑠𝑡𝑡𝑐𝑐𝑠𝑠= 0,4

% ��𝑄𝑡𝑡𝑡𝑡 𝑘𝑘𝑘𝑘/𝑠𝑠 𝜂𝜂𝑐𝑐𝑐𝑐𝑡𝑡𝑐𝑐𝑐𝑐𝑡𝑡 𝑃𝑃𝑡𝑡𝑡𝑡𝑐𝑐𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡 𝑃𝑃𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑠𝑠𝑡𝑡𝑐𝑐𝑠𝑠 𝑃𝑃𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑠𝑠𝑡𝑡𝑐𝑐𝑠𝑠 𝑃𝑃𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑠𝑠𝑡𝑡𝑐𝑐𝑠𝑠 26 755 0,484 365 274 128 146 50 1271 0,482 613 459 214 245 75 1752 0,473 829 622 290 331 85 1988 0,475 944 708 331 378 100 2468 0,487 1202 901 421 481 110 3314 0,506 1677 1258 587 671

Stirlingmotorns carnotverkningsgrad ɳ𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑠𝑠𝑡𝑡𝑐𝑐𝑠𝑠 varierar empiriskt mellan 0.35 − 0.75 men kan med fördel uppskattas till 0.4 (Nilsson, personlig kommunikation, mars 2015). Nilsson framhäver också att ett högre värde är mycket svårt att nå och att en sådan prestanda vittnar om en väl optimerad motor.

4.1.3 Återvunnen spillvärme med värmeväxlaranalys I avsnitt 4.1.2 förs inget resonemang kring hur värmeväxlingen sker eller hur detta påverkar omsättningen till återvunnen effekt, därför utvecklas nu resonemanget med värmeväxlaranalys. Figur 10 visar värmeflödet i systemet.

Figur 10 Processbild Värmeväxlare

29

För att beräkna den varma och kalla värmeväxlarens prestanda utgår studien från värmeledningsfenomenet beskrivet i avsnitt 2.3.4. och resultatet presenteras nedan i tabell 8. Med ökande värmeeffekt ��𝑄𝑐𝑐𝑣𝑣𝑠𝑠𝑐𝑐𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡 följer en minskande termisk verkningsgrad och storlekskraven på värmeväxlingen hos den kalla- såväl varma värmeväxlaren ökar. Volymerna ökar för att tillgodose de ökande överförda värmeeffekterna ��𝑄𝑐𝑐𝑣𝑣𝑠𝑠𝑐𝑐𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡 & ��𝑄𝑡𝑡𝑘𝑘𝑠𝑠𝑣𝑣𝑐𝑐𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑐𝑐. Maximal effekt hos stirlingmotorn fås i fall 7 i tabell 8 där optimum fås tack vare fallande termisk verkningsgrad.

Tabell 8 Analys - Variation av effektuttaget i avgaserna Figur 11 visar hur den termiska verkningsgraden minskar med ökande effektuttag;

Figur 11 Effekt 𝑷𝑷𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒄𝒄𝒔𝒔 kontra termisk verkningsgrad 𝜼𝜼𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕

0,0

20,0

40,0

60,0

80,0

100,0

120,0

140,0

0,00 0,05 0,10 0,15 0,20

𝑇𝑇𝑐𝑐𝑣𝑣𝑠𝑠𝑐𝑐𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑢𝑢𝑢𝑢 ��𝑄𝑐𝑐𝑣𝑣𝑠𝑠𝑐𝑐𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡 ��𝑄𝑡𝑡𝑘𝑘𝑠𝑠𝑣𝑣𝑐𝑐𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑐𝑐 𝑉𝑉𝑣𝑣𝑐𝑐𝑡𝑡𝑡𝑡 𝑉𝑉𝑉𝑉𝑉𝑉 𝑉𝑉𝑡𝑡𝑐𝑐𝑠𝑠𝑠𝑠 𝑉𝑉𝑉𝑉𝑉𝑉 ��𝑚𝑡𝑡𝑘𝑘𝑠𝑠𝑣𝑣𝑐𝑐𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑐𝑐 𝜂𝜂𝑐𝑐𝑐𝑐𝑡𝑡𝑐𝑐𝑐𝑐𝑡𝑡 𝜂𝜂𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡 𝑃𝑃𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑠𝑠𝑡𝑡𝑐𝑐𝑠𝑠

℃ 𝑘𝑘𝑘𝑘/𝑠𝑠 𝑘𝑘𝑘𝑘/𝑠𝑠 𝑚𝑚3 𝑚𝑚3 𝑘𝑘𝑘𝑘/𝑠𝑠 % % 𝑘𝑘𝑘𝑘 1 290 118 98 0,15 0,15 4 0,42 0,17 20,1 2 270 300 251 0,26 0,39 10 0,40 0,16 48,3 3 250 481 408 0,33 0,64 16 0,38 0,15 73,2 4 230 663 569 0,38 0,89 23 0,35 0,14 94,1 5 210 844 734 0,42 1,15 29 0,33 0,13 110,7 6 190 1026 904 0,46 1,42 36 0,30 0,12 122,3 7 170 1208 1079 0,48 1,69 43 0,27 0,11 128,3 8 150 1389 1261 0,51 1,98 50 0,23 0,09 127,8 9 130 1571 1451 0,53 2,27 58 0,19 0,08 119,9 10 110 1752 1649 0,55 2,58 65 0,15 0,06 103,4

30

Figur 12 visar vilken värmeväxlarvolym, den varma (series1) respektive kalla värmeväxlaren (series2) som korresponderar till uttagen effekt;

Figur 12 Effekt 𝑷𝑷𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒄𝒄𝒔𝒔 kontra volymerna 𝑽𝑽𝒕𝒕𝒄𝒄𝒕𝒕𝒕𝒕 𝑽𝑽𝑽𝑽𝑽𝑽 och 𝑽𝑽𝒂𝒂𝒄𝒄𝒕𝒕𝒕𝒕 𝑽𝑽𝑽𝑽𝑽𝑽

Figur 13 visar hur den sammanlagda värmeväxlarvolymen ökar för att sedan avta med ökande effektuttag. Optimum fås i både figur 11 & 13 enligt isoterm begränsning åskådliggjord i figur 8;

Figur 13 Effekt 𝑷𝑷𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒄𝒄𝒔𝒔 kontra summerad volym för värmeväxlarna 𝑽𝑽𝒂𝒂𝒄𝒄𝒕𝒕𝒕𝒕 𝑽𝑽𝑽𝑽𝑽𝑽 och 𝑽𝑽𝒕𝒕𝒄𝒄𝒕𝒕𝒕𝒕 𝑽𝑽𝑽𝑽𝑽𝑽

Detta optimum ger alltså att ökande värmeväxlarvolym vid effektuttag 𝑃𝑃𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑠𝑠𝑡𝑡𝑐𝑐𝑠𝑠 överstigande 128 𝑘𝑘𝑘𝑘 inte resulterar i större återvunnen effekt utan resterande värmeflöde avges i kylvattnet ��𝑄𝑡𝑡𝑘𝑘𝑠𝑠𝑣𝑣𝑐𝑐𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑐𝑐. ( jämförelse för fall ur 7-10 i tabell 8.) Det kan dessutom noteras att avgastemperaturen 𝑇𝑇𝑐𝑐𝑣𝑣𝑠𝑠𝑐𝑐𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑢𝑢𝑢𝑢 i fall 8-10 understiger 160℃ vilket har markerats med röd bakgrund.

0,0

20,0

40,0

60,0

80,0

100,0

120,0

140,0

0,00 0,50 1,00 1,50 2,00 2,50 3,00

Series1 Series2

0,0

20,0

40,0

60,0

80,0

100,0

120,0

140,0

0,00 1,00 2,00 3,00 4,00

31

4.1.4 Minskad energiförbrukning Som beskrivs i avsnitt 2.4.1 sker elproduktionen ombord genom dieselgeneratorer. Den totala elproduktionen av generatorerna uppgick mellan perioden 2014-03-01 – 2015-03-30 till totalt cirka 9130 MWh (driftsdata, 2015). Genomsnittlig driftstid för Scandinavica är cirka 425 timmar i månaden det vill säga 5100 timmar i sjön per år. Antalet resor är 365 per år dock kan stillaliggande vid jul förekomma vilket ger 364 resor per år minus eventuella varvsbesök (Paulsson Hvit, personlig kommunikation, april 2015). Den totala driftstiden per år uppskattas med hjälp av de signifikativa driftstimmarna för befintlig ånganläggning (se avsnitt 2.4.1). Med en tilltänkt stirlingmotor på till exempel 100 kW vilken är konstruerad för en drifttid på 4368 timmar per år uppgår den totala elektriska produktionen till cirka 437 MWh/år. Resultaten sammanfattas nedan i tabell 9; Tabell 9 Summa energibesparing samt procentuell besparing

Effekt (kW) Energibesparing (kWh) Besparing (%)

10 43680 0,5 15 65520 0,7 35 152880 1,7 60 262080 2,9 85 371280 4,1 100 436800 4,8 120 524160 5,7 130 567840 6,2

4.1.5 Kostnadsbesparing av bränsle Summan av besparingen, avrundat till närmast tusental, sammanfattas nedan i tabell 10 med hänsyn av olika effekter på stirlingmotorn (se avsnitt 4.1.3 - tabell 7 & 8) samt varierat pris på kostnad per kWh (1,6–1,7 SEK/kWh); Tabell 10 Sammanfattning av eventuell kostnadsbespring

Effekt (kW) Summa besparing (SEK)

(1,6 SEK/kWh) (1,65 SEK/kWh) (1,7 SEK/kWh) 10 70 000 72 000 74 000 15 105 000 108 000 111 000 35 245 000 252 000 260 000 60 419 000 432 000 446 000 85 594 000 613 000 631 000 100 699 000 721 000 743 000 120 839 000 865 000 891 000 130 909 000 937 000 965 000

32

4.2 Påverkan av SECA

Bytet till lågsvavligt bränsle har enligt teknisk chef Sandborn övergripande fungerat mycket väl (personlig kommunikation, mars 2015). Befintliga avgaspannor spåddes vara överdimensionerade i delar av Stenas fartygsflotta redan innan införandet av de nya SECA-reglerna (personlig kommunikation, Ericson, mars 2015). Bränslet med lägre svavelhalt behöver inte förvärmas i samma grad som tidigare. Då SECA-direktivet är i krafttaget visade det sig, likt förväntad utveckling, att ångproduktionen var överdimensionerad. Fartyget är utrustat med fyra stycken avgaspannor och två räcker för driften. Även då två avgaspannor räcker för driften dumpas ånga via dumpkondensor (personlig kommunikation, Sandborn, mars 2015). Ombord Scandinavica har teknik med bränslekvarn anammats vilken blandar in vatten i bränslet. Denna teknik har minskat bränsleförbrukningen på grund av bättre atomisering av bränslet vid insprutning. Mängden spillvärme har således minskat . Tekniken har möjliggjorts genom att svavelhalten i nyttjat bränsle reducerats. Detta eftersom risken för korrosion tidigare bedömdes vara för hög.

4.3 Sammanfattning av tillämpbarhet

Stirlingmotorn är en värmemotor som bevisat sin lämplighet till att operera med spillvärme. Förutsättningar för marin anpassning i skorstenslinan måste grundas på kostnaden, fartygets driftsmönster samt aspekter som reliabilitet och underhållsmässighet. Mehta et al. (2012) redogör för hur ett system för återgenerering systematiskt måste genomarbetas. Liksom rapporten utgiven av Shu (et. al., 2012) belyses vilken metodik som bör vara gällande. Jan Sandborn, teknisk chef Stena Scandinavica, menar att varje verkningsgradsförbättrande åtgärd inleds med en investering varpå att en ”reträttväg i projekteringen” måste beaktas. Hur ekonomiskt gångbar implementeringen är föranleder och avgör varje investering. Baldi (2013) knyter samman hur incitamenten för bränslebesparande investeringar korrelerar med aktuellt oljepris. Värmeväxlareffektiviteten är avgörande för cykelns effektivitet och därmed är avgasvärmens såväl som kylvattnets beskaffenhet avgörande. Kontradiktionen av vad värmeväxlarna bör uppfylla är avgörande: 1) Stirlingmotorns effekt minskar med ökande dödvolym, volymiösa värmeväxlare hämmar därför effektuttaget. 2) Tryckvariationerna i processen ställer höga krav på hållfasthet och materialval. Uppmätt effektivt medeltryck hos en stirlingmotor är ofta så högt som 15MPa (Nilsson, personlig kommunikation, mars 2015). Med höga tryck följer en säkerhetsmässig redogörelse och rådande bestämmelser utifrån regelverken utgivna av klassningssällskapen och IMO (SOLAS) måste beaktas. Vidare sammanfattar Kalyani & Ramesh (2012) hur motståndet i avgaslinan kan ökas icke önskvärt och detta belyser även Jan Sandborn och syftar till att avgasernas stigkraft hämmas.

33

För medeltemperaturspannet (se avsnitt 2.2 - tabell 1) finns inga kommersiella stirlingmotorer att tillgå påvisar Martin Nilsson (personlig kommunikation, mars 2015) och syftar till de temperaturer som återfinns i avgaserna på Stena Scandinavica. Han menar att stirlingtekniken, precis som förr, är begränsad till effekter under 100kW. “Det finns en praktisk effektgräns – motorns låga specifika effekt är avgörande” menar Nilsson och syftar till att motorns producerade effekt per kilogram stål. Lågvärdig energi ställer höga krav på värmeväxlare och dessa är dyra. “I nuläget tillverkas ingen motor att arbeta mellan 300 och 25 ℃, investeringen är inte ännu gjord.” menar Nilsson. I enlighet med Nilsson diskuterar Hirata & Kawada (2005) också stirlingmotorn i marin kontext. Att nyttja stirlingmotorn som framdrivningsmaskineri med en effekt om 20MW skulle innebära en maskin dubbelt så bred som motsvarande dieselmotorer, inte heller skulle motsvarande verkningsgrad kunna nås spekulerar Hirata & Kawada (2005). Som spillvärmeanpassning med motoreffekter om 2-5kW kan en termisk verkningsgrad om 5 % enkelt nås hävdar de. Att vidare plocka ut mer värme till effekt skulle kräva någon form av compounding det vill säga att man plockar ut värme i flera steg. Denna teknik har laborerats och sammanfattas (ibid.) ha ökat den termiska verkningsgraden i experiment. Stirlingmotorns för- och nackdelar sammanfattas;

+ Flexibilitet av bränsleval - Låg specifik effekt + Relativt hög verkningsgrad - Högt trycksatt gas + Liten belastning på miljön - Arbetsgasproblematik + Relativt låg ljud- och bullernivå - Tätningsproblematik + Relativt enkel uppbyggnad - Lång dödtid och stegsvar + Högre säkerhet än ånganläggning pga.

enfasig fluid

34

5 Diskussion Detta diskussionskapitel har två delar; i den första delen (se avsnitt 5.1) diskuteras studiens resultat och i den andra delen (se avsnitt 5.2) diskuteras hur dessa resultat eventuellt kan ha påverkats av undersökningens metod.

5.1 Resultatdiskussion

Diskussionen gällande resultat är uppdelat i tre delar för att på så sätt spegla frågeställningen. Först diskuteras studiens resultat gällande möjliga effekter på stirlingmotorn och hur stora energi- och kostnadsbesparingar dessa hade genererat vid olika prisbilder på bränsle (se avsnitt 5.1.1). Vidare besvarades frågeställningen om hur det nya svaveldirektivet påverkat spillvärmeåtervinningen ombord Scandinavica (se avsnitt 5.1.2). Slutligen i kapitlet analyserades resultatet huruvida lämplig stirlingmotorn är för det givna fallet i (se avsnitt 5.1.3).

5.1.1 Energi- och kostnadsanalys Resultatet i avsnitt 4.1 visar att en stirlingmotor har potential att återvinna maximalt 128,3 kW vid rådande temperaturer för en av Stena Scandinavicas huvudmotorer. Detta genom den termodynamiska analys som utfördes i avsnitt 4.1.4. Vidare kan man diskutera om det är möjligt att dimensionera motorns storlek på det här sättet. Med en termisk verkningsgrad på 10 % innebär det att en stor mängd värme behöver kylas bort. Att dimensionera kylvattensystemet med en volym på värmeväxlaren av 1,69 𝑚𝑚3 och ett massflöde kylvatten till 43 kg/s anses orimligt. Stora massflöden kräver stora pumpar och frågan är hur stor den totala energivinsten i det slutgiltiga skedet hade blivit med ovan nämnda pumpkapacitet. Att plocka ut en mindre effekt på stirlingmotorn medför således att mindre värmemängd behöver kylas bort och det kan utläsas (se avsnitt 4.1.3 - tabell 8) att både värmeväxlarvolym och kylvattenflödet minskar exponentiellt vid mindre effekter för stirlingmotorn. Vi drar därför slutsatsen att stirlingmotorn inte är lämplig i effekter överstigande 100kW för Stena Scandinavica. Denna slutsats delas av Martin Nilsson vilket vi antar har att göra med att dessa relativt höga effekter medför en låg termisk verkningsgrad. Värmeväxlarnas egenskaper och dess höga kostnad förblir stirlingmotorns svaga punkt. Dessutom finns stora mängder värme i avgaserna från Stena Scandinavicas huvudmotorer. Då stirlingmotorn tillsätter värme isotermt begränsas effektuttaget. Det är teoretiskt möjligt att utveckla en stirlingmotor för Stena Scandinavica i spannet 10 – 130 kW och att implementera en sådan hade medfört en reducerad kostnad för bränsle i det ideala fallet. Att beräkna kostnaden för motorn är komplicerat då ett flertal faktorer såsom utvecklingskostnad spelar in. Med en jämförelse med Cleanergys motorer så ligger de som tumregel runt 30 000 SEK/kW.

35

Det är dock svårt att dra parallellen att just en stirlingmotor i medeltemperaturspannet kommer hamna i nivå med denna prisklass då så många variabler i jämförelse är olika, likväl skulle en stirlingmotor om 10 – 100 kW då kosta mellan 0,3 och 3 mkr vilket är en förenklad estimering då installationskostnad inte är inräknad. Analysen om ORC-systemets lämplighet skriven av Larsen, Pierobon, Haglind, & Gabrielii (2013) påvisar hur en högre termisk verkningsgrad om 20-23% kan uppnås. Detta via konfigurationer som arbetar inom medeltemperaturspannet och vid 20 bar. Högre termisk verkningsgrad ger visserligen goda förutsättningar för spillvärmeåtervinning men Larsen et. al beaktar även att lämpligheten, i en marin kontext, starkt begränsas av hanteringsaspekter såsom flammabilitet och giftighet. I sin studie om mikrokraftvärmeverk för hushåll beskriver Tomas Nilsson (1997) hur stirlingmotorer är dubbelt så dyra att tillverka jämfört med dieselmotorer. Nilssons uppfattning bygger på att motorn är optimerad för så hög verkningsgrad som möjligt. Resonemanget ligger i att tillverkningskostnaden för den heta värmeväxlaren, den varma delen av cylindern, är stor. Dyra material som ska tåla höga tryck och temperaturer samt kostsamma lödningsmetoder vid infästning av rör är vad Nilsson diskuterar. Skulle motorn istället optimeras för lägre verkningsgrad, det vill säga lägre 𝑇𝑇𝑡𝑡𝑐𝑐𝑚𝑚, sjunker kostnaderna både för material och montage och optimeringsfokus ligger således på produktion. Med Martin Nilssons uppgifter om kostnad per motoreffekt kan det vara mer attraktivt för investerare att tillverka en mindre motor för att bedöma stirlingmotorns prestanda som kraftverk. Vidare finns värmemängder i dieselgeneratorernas avgaser. Med högre varvtal följer högre temperaturer och således är möjligtvis mer lämpligt att anamma tekniken på dieselgeneratorerna ombord Scandinavica.

5.1.2 Påverkan av SECA En annan fråga som undersökts handlar om hur SECA-omställningen påverkat spillvärmeåtvervinningen ombord Stena Scandinavica. Resultatet visar att omställningen har medfört ett lägre behov för uppvärmning ombord fartyget (se avsnitt 4.2). Spillvärmetillgången kan således ha ökat med reservation för lägre specifik bränsleförbrukning till följd av vatteninblandning i bränslet. Fartyget har ett överdimensionerat ångsystem om 2-3 gånger behovet. Således har detta medfört att minst en av ånganläggningarna hypotetiskt skulle kunna bytas ut mot ett stirlingkraftverk. Bytet till ett bränsle med lägre svavelhalt kan tänkas medföra mindre korrosivt slitage genom minskade svavelutfällningar i avgaskanalen. Dessa faktorer främjar ett tilltänkt stirlingkraftverk där effektiviteten är till stor del knuten till den varma värmeväxlarens prestanda. Med ett ökat bränslepris ger även detta incitament till införandet av bränslesparande teknik. Det kan således konstateras att SECA-omställningen delvis har främjat införandet av den bränslesparande tekniken. Det skall även påpekas att innehållet i prognoserna gällande reservation för ökat pris på fartygsbränsle inte infriats utan tvärtom i många fall hade priset sjunkit jämfört med nivåer vid författandet av prognoserna.

36

5.1.3 Utvärdering av tillämpbarhet Slutligen analyserades hur passande stirlingmotorn är i det studerade som i liknande fall. I resultatkapitlet (se avsnitt 4.3) fastställs att stirlingmotorns effektivitet direkt beror på temperaturuppsättningen hos arbetsgasen och att effekten direkt beror på hur stora och avancerade värmeväxlarna är. Lägre temperaturer ger sämre förutsättningar för spillvärmeomvandling till nyttig energi. Dödvolymens storlek inverkar på producerad effekt. Thombare & Verma (2008) klargör att dess storlek praktiskt upptar så mycket som 50 % av arbetsgasens totala volym för att möta storlekskraven på värmeväxlarna och därmed uppfylla värmeledningsareorna. Detta begränsar effektuttaget. Att begränsa dödvolymen utan att inverka på värmeväxlingens effekt är ett av skälen till varför stirlingmotorers lämplighet minskar med ökande effekter. Kongtragool & Wongwises (2003) praktiska analys av en icke-ideal gamma stirlingmotor, med avseende på dödvolym och ofullständig regeneration, påvisar just detta fenomen. Shu et al. (2012) drar slutsatsen att stirlingmotorn är olämplig för marin spillvärmeåtervinning då stegsvaret beror på hur väl avpassade värmeväxlarna (varm, kall och regenerator) är i förhållande till tryck- och temperaturvariationerna i motorprocessen samt värmekällans slag. Deras resonemang bygger på Cullen & McGoverns (2008) analys om stirlingmotorns lämplighet som hybridframdrift för personbilar. Denna visar hur en ökning om hela 30 % axeleffekt är möjlig då rökgasvärmen återvinns vilket är ett slående högt resultat. Cullen & McGovern konkluderar också att en ändring i driftspunkten tar lång tid för insvängning och att tidsfördröjningen dåligt matchar en ottomotors varvtalsdynamik det vill säga att hybriddriften i sammanhanget är ogenomförbar. Denna slutsats har författarna till denna studie svårt att se som ett argument till att döma ut tekniken. Varvtalsdynamiken lämpar sig bättre för elkraftsgenerering och med modern kraftelektronik kan elnätsfrekvensen frånskiljas varvtalsdynamiken. Valet av mekaniskt arrangemang för vald motorkonfiguration ligger också till grund för en lyckad projektering och Thombare & Verma (2008) menar att en potentiell lågtemperaturstillämpning vore en dubbelverkande gammakonfiguration. Samma slutsats drog Kongtragool & Wongwises redan 2003. För att avgöra tillämpbarheten för stirlingmotorn behöver ytterligare aspekter analyseras. Automatisering- och underhållsperspektivet har helt utelämnats ur arbetet men är inte att förkasta. Vidare har tryckfallet i avgasflödet över den varma värmeväxlaren helt bortsetts från. Även i fallet Stena Scandinavica är frågan om redundans att beakta. Vid ett tilltänkt scenario där SECA-reglerna blir inaktuella kan värmebehovet öka till föregående nivå. Att ha en avgaspanna för varje huvudmotor är att föredra vid fall av driftstopp vid given huvudmotor/avgaspanna och på detta sätt garantera tillräcklig ångproduktion. Redundansen blir således högre. Avslutningsvis menar vi att lämpligheten för spillvärmeåtervinning genom stirlingmotorer måste ligga i att faktiskt producera nyttig effekt, inte jaga efter högsta möjliga effektivitet.

37

5.2 Metoddiskussion

Fallstudiens utgångspunkt bygger på inhämtning av kvalitativa data som sedan generaliseras teoretiskt för fler fall (Bengt Berglund, personlig kommunikation, april 2015). Siktet var inställt på att undersöka ropax-färjan Stena Scandinavica och därefter redogöra lämpligheten genom ett urval som gäller för den generaliserade fartygstypen. Förhoppningen var att studiens resultat skulle kunna gälla för fler än fallstudieobjektet, undersökt material återspeglar väl olika fartygstyper anser författarna. Att utföra en mer realistisk beräkning av totalkostnaden för ett spillvärmeåtervinningsystem genom stirlingmotorn inkluderar bland annat beaktande av utvecklingskostnader för rörledningar, kabeldragning, styrsystem, operativa- samt underhållskostnader. Undersökt urval anser författarna vara förtroligt för metoden men ger en enklare fingervisning kring vad spillvärmeåtervinningstekniken kan tänkas medföra. Studien bygger på en relativt outforskad frågeställning trots att sambandet mellan spillvärmeåtervinning och stirlingmotorer tidigare undersökts litterärt. Kopplingen mellan stirlingmotorer och spillvärmeåtervinning ombord fartyg är inte grundligt utredd hävdar författarna. Därför kan man ifrågasätta reliabiliteten på grund av att inga tidigare resultat finns att jämföra med. Utgångspunkterna för studien var att undersöka möjligheten, lämpligheten och den eventuella vinsten att nyttja stirlingmotorn till kraftverk som återanvänder spillvärmen från större fartygsdieslar. Således söktes litteratur och källor som tagit upp ämnet tidigare. Resultaten av den inledande litteratursökningen var motsägelsefull. Ett flertal källor menade att tekniken var fullt möjlig att applicera. Andra källor hävdade att bland annat mekaniska arrangemang med nutida tekniska standard fortfarande är allt för komplicerade att använda i ändamålet spillvärmeåtervinning ombord fartyg. Således upplevde vi en god spridning i artiklarnas slutsatser varpå validiteten kan styrkas. Materialen var för sig ansågs som trovärdiga men insikten om att annat underlag kanske skulle leda till ett annat resultat kvarstår. Resultatets reliabilitet anses knutet till undersökta studier och muntlig information. Vidare kan tillförlitligheten i intervjumaterialet anses vara relativ eftersom representanter från näringsliv inte granskas likvärdigt den fria forskningen, likväl var frågeställningarna riktade till den tillfrågades kunskapsområde. Bruket av semistrukturerade intervjuer öppnar för diskussion som kan nyansera frågeställningen till det bättre, samtidigt riskeras viss utsvävning från ämnet (Denscombe, 2009, s. 234-235). Beräkningarnas reliabilitet fann i mångt och mycket stöd i tekniska formelsamlingar och institutionens kunskapsbank. Beräkningarna som lett till resultatet i avsnitt 4.1 får dock ses som godtyckliga – värden från bänktest och empiriteter från motortypstest anses relevanta men i viss mån föråldrade, exempelvis Appendix – Inscannat material som gäller för ny motor från fabrik och tabell 3 som härrör Malmöformeln. Inga värden i kalkylen är av oss uppmätta och valet av empiriska faktorer enligt tabell 3 gjordes med utgångspunkten att ett medelvärde skulle belysa varken högsta eller lägsta uttagna effekt. Häri låg Nilsson fingervisning om Stirlingcykelns verkningsgrad som utgångspunkt i avsnitt 4.1.2.

38

Detta var till grund för stirlingskraftverkets potential enligt Malmöformeln. En uppmaning från en av våra lärare på institutionen löd ”det är bättre att räkna ganska rätt än exakt fel” varför beräkningsresultatens reliabilitet också därifrån får begrundas.

39

6 Slutsatser Resultatavsnittet visar teoretiskt att stirlingkraftverk kan begränsa värmeförlusterna i avgasflödet. Approximativt kan besparingen maximalt uppgå till drygt 950 000 SEK/år med en kostnad för energiproduktion på 1,7 SEK/kWh för fartyget. I nuläget finns ingen stirlingmotor för anpassning på Stena Scandinavica och utvecklingsaspekten av en sådan motor är inte redogjord för. Vidare har incitamenten för spillvärmeåtervinning och sedermera stirlingkraftverk förmodligen påverkats positivt till följd av SECA-omställningen. Stirlingmotorns förutsättningar för spillvärmeåtervinning ur avgasflödet beror på;

- Avgasernas beskaffenhet. Med ökande temperatur ökar förutsättningarna för en hög termisk verkningsgrad hos spillvärmetekniken. Moderna framdrivningsmotorer är högeffektiva och dessutom turboladdade vilket vidare minskar avgastemperaturen och således förutsättningarna för att återvinna det stora massflödet av medeltemperad gas.

- Värmeväxlarnas förutsättningar och utformning. Värmeväxlarna bör överföra största möjliga värmeeffekt över minsta rimliga volym respektive dödvolym och samtidigt motstå Stirling-processens tryckvariationer vilket gör tekniken olämplig i för stora effekter. Rimligt vore att en stirlingmotor skulle kunna anpassas för drift i avgasflödet med effekter understigande 100kW där termisk verkningsgrad ökar med minskande effekt. Möjligtvis kan tekniken föredras som spillvärmeåtervinnare för mindre dieselgeneratorerna ombord.

Utveckling- och implementeringskostnaden ombord skulle kräva omfattande arbete som måste grunda sig på specifik forskning och kommersiella medel. Att utföra en realistisk beräkning av motorkostnaden är problematisk. Eventuell ekonomisk vinst är starkt förknippad med införandet av bränslesparande teknik och för att realisera stirlingtekniken inom området krävs fortsatt forskning kring hur den totala prisbilden kan se ut. Förslag för framtida forskning: – Vad hade en stirlingmotor för marin spillvärmeåtervinning kostat att utveckla? – Kan det vara lönsamt att utveckla stirlingmotorer för dieselgeneratorerna? – Hur påverkas slitaget i avgaslinan med lågsvavlig tjockolja? – Jämförelse av specifik effekt mellan stirlingcykel och rankinecykel för spillvärmeåtervinning ombord fartyg.

40

7 Referenser

Aleklett, K. (2014). Fallande oljepris ett tecken på recession. Retrieved from http://www.svd.se/opinion/brannpunkt/fallande-oljepris-ett-tecken-pa-recession_4017429.svd

Alvarez, H. (2006). Energiteknik 1 & 2: Studentlitteratur AB.

Asklander, M. (2015). M/S Stena Britannica II. from http://www.faktaomfartyg.se/stena_britannica_2003.htm

Baldi, F. (2013). Improving ship energy efficiency through a systems perspective.

Baldi, F., & Gabrielii, C. (2014). A feasibility analysis of waste heat recovery systems for marine applications.

Baldi, F., Johnson, H., Gabrielii, C., & Karin, A. (2014). Energy analysis of ship energy systems – the case of a chemical tanker.

Berglund, B. (2015). Kvalitativ och kvantitativ undersökningsmetodik: Chalmers University of Technology.

Bränström, S. L. (2015). Boomen är över – bottennoteringar för råvaror. Svenska Dagbladet. Retrieved from http://www.svd.se/naringsliv/branscher/energi-och-ravaror/boomen-for-ravaror-ligger-bakom-oss_4266525.svd

Cengiz, R., Götze, H. J., Krapp, R., & Neddenien, S. (2008). Possible Technical Modifications on Pre-2000 Marine Diesel Engines for NOx Reductions: Germanische Lloyd.

Cullen, B., & McGovern, J. (2008). Energy system feasibility study of an Otto cycle/Stirling cycle hybrid automotive engine.

Fridell, E., & Hassellöv, I.-M. (2014). Sjöfarten kring Sverige och dess påverkan på havsmiljön Oroande prognos för utsläpp av kväveoxider (pp. 20): Havsmiljöinstitutet.

Hassellöv, I.-M., Turner, D., Lauer, A., & Corbett, J. (2013). Shipping contributes to ocean acidification (Vol. 40, pp. 2731–2736). Geophysical research letters: American Geophysical Union.

Hirata, K., & Kawada, M. (2005). Discussion of Marine Stirling Engine Systems (pp. 5). Proceedings of the 7th International Symposium on Marine Engineering: Japanese National Maritime Research Institute.

IMO. (2015a). Energy Efficiency Measures. from http://www.imo.org/OurWork/Environment/PollutionPrevention/AirPollution/Pages/Technical-and-Operational-Measures.aspx

41

IMO. (2015b). Greenhouse Gas Emissions. from http://www.imo.org/OurWork/Environment/PollutionPrevention/AirPollution/Pages/GHG-Emissions.aspx

IMO. (2015c). International Convention for the Prevention of Pollution from Ships (MARPOL). from http://www.imo.org/About/Conventions/ListOfConventions/Pages/International-Convention-for-the-Prevention-of-Pollution-from-Ships-%28MARPOL%29.aspx

IMO. (2015d). Nitrogen Oxides (NOx) – Regulation 13. from http://www.imo.org/OurWork/Environment/PollutionPrevention/AirPollution/Pages/Nitrogen-oxides-%28NOx%29-%E2%80%93-Regulation-13.aspx

IMO. (2015e). Regulations to improve the energy efficiency of international shipping enter into force. from http://www.imo.org/MediaCentre/PressBriefings/Pages/01-MARPOL-EEDI.aspx#.VSbCleFrVoN

Kalli, J., Karvonen, T., & Makkonen, T. (2009). Sulphur content in ships bunker fuel in 2015 A study on the impacts of the new IMO regulations on transportation costs. Ministry of Transport and Communications Finland: The Centre for Maritime Studies.

Karlberg, L. A. (2008). Genombrott för Stirlingmotorn. NyTeknik. Retrieved from http://www.nyteknik.se/nyheter/energi_miljo/solenergi/article248109.ece

Kongtragool, B., & Wongwises, S. (2003). A review of solar-powered Stirling engines and low temperature differential Stirling engines. Renewable and Sustainable Energy Reviews, 7(2), 131-154. doi: http://dx.doi.org/10.1016/S1364-0321(02)00053-9

Kongtragool, B., & Wongwises, S. (2004). Investigation on power output of the gamma-configuration low temperature differential Stirling engines.

Kongtragool, B., & Wongwises, S. (2007a). Performance of low-temperature differential Stirling engines. Renewable Energy, 32(4), 547-566. doi: http://dx.doi.org/10.1016/j.renene.2006.03.003

Kongtragool, B., & Wongwises, S. (2007b). Performance of low-temperature differential Stirling engines. Renewable Energy, 32(4), 547-566. doi: http://dx.doi.org/10.1016/j.renene.2006.03.003

Konstandopoulos, A. G., & Kostoglou, M. (1998). A mathematical model of soot oxidation on catalytically coated ceramic filters. Thermi Thessaloniki: Foundation for Research and Technology Hellas Chemical Process Engineering Research Institute.

Kuiken, K. (2008). Diesel Engines I & II. Onnen: Target Global Energy Training.

Larsen, U., Pierobon, L., Haglind, F., & Gabrielii, C. (2013). Design and optimisation of organic Rankine cycles for waste heat recovery in marine applications using the principles of natural selection. Energy, 55(0), 803-812. doi: http://dx.doi.org/10.1016/j.energy.2013.03.021

42

Lindahl, B. (2015). USA:s skifferolja har destabliserat oljemarknaden. Svenska Dagbladet. Retrieved from http://www.svd.se/naringsliv/branscher/energi-och-ravaror/usas-skifferolja-har-destabliserat-marknaden_4263099.svd

Lopes, J., Douglas, R., McCullough, G., O'Shaughnessy, R., Hanna, A., Rouaud, C., & Seaman, R. (2012). Review of Rankine Cycle Systems Components for Hybrid Engines Waste Heat Recovery. SAE International: SAE International.

Mehta, A. V., Gohil, R. K., Bavarva, J. P., & Saradava, B. J. (2012). Waste Heat Recovery Using Stirling Engine. International Journal of Advanced Engineering Technology.

Mörtstedt, S.-E., & Hellsten, G. (1999). Data och diagram - Energi- och Kemitekniska tabeller: Liber.

Nilsson, T. (1997). Mikrokraftvärmeverk Med Stirlingmotor (SGC080 ed.). Svenskt Gastekniskt Center: Lunds Tekniska Högskola.

Ramesh, U. S., & Kalyani, T. (2012). Improving The Efficiency Of Marine Power Plant Using Stirling Engine In Waste Heat Recovery Systems (Vol. Vol1 Issue 10 (Special Issue), pp. 466). International Journal of Innovative Research & Development.

Richardson, J. F., & Coulson, J. M. (1993). Preface. In R. K. Sinnott (Ed.), Coulson and Richardson's Chemical Engineering (pp. viii). Amsterdam: Pergamon.

Shu, G. Q., Liang, Y. C., Wei, H. Q., Tian, H., Zhao, J., & Liu, L. N. (2012). A review of waste heat recovery on two-stroke IC engine aboard ships. Renewable & Sustainable Energy Reviews, 19, 385-401. doi: 10.1016/j.rser.2012.11.034

Siuru, B. (2013). Turning waste heat into electricity saves fuel, reduces CO2 emissions. from http://www.professionalmariner.com/June-July-2013/Turning-waste-heat-into-electricity-saves-fuel-reduces-CO2-emissions/

Sjöfartsverket. (2009). Konsekvenser av IMO:s nya regler för svavelhalt i marint bränsle. Public: Jernkontoret Retrieved from http://www.jernkontoret.se/energi_och_miljo/transporter/pdf/konsekvenser_av_imos_nya_regler_for_svavelhalt_i_marint_bransle.pdf.

Sjöström, P.-H. (2014). Neste Oil lanserar lågsvavlig bunkerolja. Sjöfartstidningen. Retrieved from http://www.sjofartstidningen.se/neste-oil-lanserar-lagsvavlig-bunkerolja/

Theotokatos, G., & Livanos, G. (2012). Techno-economical analysis of single pressure exhaust gas waste heat recovery systems in marine propulsion plants. Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers Part M-Journal of Engineering for the Maritime Environment, 227(M2), 83-97. doi: 10.1177/1475090212457894

Thombare, D. G., & Verma, S. K. (2008). Technological development in the Stirling cycle engines. Renewable & Sustainable Energy Reviews, 12(1), 1-38. doi: 10.1016/j.rser.2006.07.001

43

Trafikanalys. (2013). Konsekvenserna av skärpta krav för svavelhalten i marint bränsle.

von Schultz, C. (2013). Stirlingmotor fixar grön el på tippen. NyTeknik. Retrieved from http://www.nyteknik.se/nyheter/energi_miljo/bioenergi/article3655731.ece

Wild, D.-I. Y. (2004). Determination of energy cost of electrical energy on board sea-going vessels. Retrieved from http://www.effship.com/PartnerArea/MiscPresentations/Dr_Wild_Report.pdf

44

Bilaga 1 – Litteraturlinnehåll Bilaga 1.1 – Övergripande innehåll i litteratur

Inne

håll

Miljöproblematik Oljeproblematik X

Empiriska värden Scandinavica X

Termodynamik X Dieselmotorer (x)

Regler och direktiv Stirling WHR X X X

Litt

erat

urkä

lla

År

2014

2006

2015

2013

2014

2014

Förf

atta

re

Ale

klet

t, K

.

Alv

arez

, H.

Ask

land

er, M

.

Bal

di, F

.

Bal

di, F

., &

Gab

rielii

, C.

Bal

di, F

., Jo

hnso

n, H

., G

abrie

lii, C

., &

Kar

in, A

.

Tite

l

Falla

nde

olje

pris

ett

teck

en p

å re

cess

ion.

Ener

gite

knik

1 &

2

M/S

Ste

na B

ritan

nica

II

Im

prov

ing

ship

ene

rgy

effic

ienc

y th

roug

h a

syst

ems

pers

pect

ive

A

feas

ibili

ty a

naly

sis o

f was

te h

eat r

ecov

ery

syst

ems

for m

arin

e ap

plic

atio

ns.

Ener

gy a

naly

sis o

f shi

p en

ergy

syst

ems –

the

case

of a

ch

emic

al ta

nker

.

45

Bilaga 1.2 – Övergripande innehåll i litteratur In

nehå

ll Miljöproblematik X X X (x) Oljeproblematik X

Empiriska värden Scandinavica

Termodynamik X X Dieselmotorer X

Regler och direktiv X X Stirling X X WHR X X

Litt

erat

urkä

lla

År

2015

2008

2008

2014

2013

2005

Förf

atta

re

Brä

nströ

m, S

. L.

Cen

giz,

R.,

Göt

ze, H

. J.,

Kra

pp, R

., &

Ned

deni

en, S

.

Cul

len,

B.,

& M

cGov

ern,

J.

Frid

ell,

E., &

Has

sellö

v, I.

-M.

Has

sellö

v, I.

-M.,

Turn

er, D

., La

uer,

A.,

& C

orbe

tt, J.

Hira

ta &

Kaw

ada

Tite

l

Boo

men

är ö

ver –

bot

tenn

oter

inga

r för

råva

ror.

Poss

ible

Tec

hnic

al M

odifi

catio

ns o

n Pr

e-20

00 M

arin

e D

iese

l Eng

ines

for N

Ox

Red

uctio

ns

Ener

gy sy

stem

feas

ibili

ty st

udy

of a

n O

tto

cycl

e/St

irlin

g cy

cle

hybr

id a

utom

otiv

e en

gine

.

Sjöf

arte

n kr

ing

Sver

ige

och

dess

påv

erka

n på

ha

vsm

iljön

Oro

ande

pro

gnos

för u

tslä

pp a

v kv

äveo

xide

r

Ship

ping

con

tribu

tes t

o oc

ean

acid

ifica

tion

Dis

cuss

ion

of M

arin

e St

irlin

g En

gine

Sys

tem

s

46

Bilaga 1.3 – Övergripande innehåll i litteratur In

nehå

ll Miljöproblematik X Oljeproblematik X

Empiriska värden X Scandinavica

Termodynamik X (x) Dieselmotorer

Regler och direktiv X Stirling X X X WHR (x)

Litt

erat

urkä

lla

År

2015

a,

2015

b,

2015

c,

2015

d,

2015

e

2009

2008

2003

, 20

04,

2007

a,

2007

b

1998

Förf

atta

re

IMO

Kal

li, J.

, Kar

vone

n, T

., &

M

akko

nen,

T.

Kar

lber

g, L

. A.

Kon

gtra

gool

& W

ongw

ises

, S

Kon

stan

dopo

ulos

, A. G

., &

K

osto

glou

, M.

Tite

l

-

Sulp

hur c

onte

nt in

ship

s bun

ker f

uel i

n 20

15 A

stud

y on

the

impa

cts o

f the

new

IMO

regu

latio

ns o

n tra

nspo

rtatio

n co

sts.

Gen

ombr

ott f

ör S

tirlin

gmot

orn.

-

A m

athe

mat

ical

mod

el o

f soo

t oxi

datio

n on

ca

taly

tical

ly c

oate

d ce

ram

ic fi

lters

.

47

Bilaga 1.4 – Övergripande innehåll i litteratur In

nehå

ll Miljöproblematik (x) Oljeproblematik X

Empiriska värden X X X Scandinavica

Termodynamik X X X (x) Dieselmotorer X

Regler och direktiv Stirling (x) X X WHR X X X

Litt

erat

urkä

lla

År

2008

2015

2012

2012

1999

1997

2012

Förf

atta

re

Kui

ken,

K.

Lind

ahl,

B. (

2015

).

Lope

s, J.,

Dou

glas

, R.,

McC

ullo

ugh,

G.,

O'S

haug

hnes

sy, R

., H

anna

, A.,

Rou

aud,

C.,

& S

eam

an, R

.

Meh

ta, A

. V.,

Goh

il, R

. K.,

Bav

arva

, J. P

., &

Sar

adav

a, B

. J.

Mör

tste

dt, S

.-E.,

& H

ells

ten,

G

.

Nils

son,

T

Ram

esh,

U. S

., &

Kal

yani

, T.

Tite

l

Die

sel E

ngin

es I

& II

.

USA

:s sk

iffer

olja

har

des

tabl

iser

at o

ljem

arkn

aden

.

Rev

iew

of R

anki

ne C

ycle

Sys

tem

s Com

pone

nts f

or

Hyb

rid E

ngin

es W

aste

Hea

t Rec

over

y. S

AE

Inte

rnat

iona

l: SA

E In

tern

atio

nal.

Was

te H

eat R

ecov

ery

Usi

ng S

tirlin

g En

gine

. In

tern

atio

nal J

ourn

al o

f Adv

ance

d En

gine

erin

g Te

chno

logy

.

Dat

a oc

h di

agra

m -

Ener

gi- o

ch K

emite

knis

ka ta

belle

r

Impr

ovin

g Th

e Ef

ficie

ncy

Of M

arin

e Po

wer

Pla

nt

Usi

ng S

tirlin

g En

gine

In W

aste

Hea

t Rec

over

y Sy

stem

s

48

Bilaga 1.5 – Övergripande innehåll i litteratur In

nehå

ll Miljöproblematik (x) X Oljeproblematik X X

Empiriska värden X Scandinavica

Termodynamik (x) (x) (x) Dieselmotorer (x)

Regler och direktiv X Stirling X WHR X X

Litt

erat

urkä

lla

År

1993

2012

2013

2009

2014

2008

Förf

atta

re

Ric

hard

son,

J. F

., &

Cou

lson

, J.

M.

Sh

u, G

. Q.,

Lian

g, Y

. C.,

Wei

, H

. Q.,

Tian

, H.,

Zhao

, J.,

&

Liu

L N

Si

uru,

B.

Sjöf

arts

verk

et.

Sjös

tröm

, P.-H

.

Thom

bare

& V

erm

a

Tite

l

Cou

lson

and

Ric

hard

son'

s Che

mic

al E

ngin

eerin

g

A re

view

of w

aste

hea

t rec

over

y on

two-

stro

ke IC

en

gine

abo

ard

ship

s

Turn

ing

was

te h

eat i

nto

elec

trici

ty sa

ves f

uel,

redu

ces

CO

2 em

issi

ons.

Kon

sekv

ense

r av

IMO

:s n

ya re

gler

för s

vave

lhal

t i

mar

int b

räns

le.

Nes

te O

il la

nser

ar lå

gsva

vlig

bun

kero

lja.

Te

chno

logi

cal d

evel

opm

ent i

n th

e St

irlin

g cy

cle

engi

nes.

49

Bilaga 1.6 – Övergripande innehåll i litteratur In

nehå

ll Miljöproblematik X (x) X Oljeproblematik X X

Empiriska värden Scandinavica

Termodynamik (x) X Dieselmotorer

Regler och direktiv X Stirling X X WHR X X

Litt

erat

urkä

lla

År

2012

2008

2013

2013

2004

2013

Förf

atta

re

Theo

toka

tos,

G.,

& L

ivan

os, G

.

Thom

bare

, D. G

., &

Ver

ma,

S.

K.

Traf

ikan

alys

.

von

Schu

ltz, C

.

Wild

, D.-I

. Y.

Lars

en, U

., Pi

erob

on, L

., H

aglin

d, F

., &

Gab

rielii

, C.

Tite

l

Tech

no-e

cono

mic

al a

naly

sis o

f sin

gle

pres

sure

ex

haus

t gas

was

te h

eat r

ecov

ery

syst

ems i

n m

arin

e pr

opul

sion

pla

nts.

Te

chno

logi

cal d

evel

opm

ent i

n th

e St

irlin

g cy

cle

K

onse

kven

sern

a av

skär

pta

krav

för s

vave

lhal

ten

i m

arin

t brä

nsle

.

Stirl

ingm

otor

fixa

r grö

n el

på

tippe

n.

Det

erm

inat

ion

of e

nerg

y co

st o

f ele

ctric

al e

nerg

y on

bo

ard

sea-

goin

g ve

ssel

s.

Des

ign

and

optim

isat

ion

of o

rgan

ic R

anki

ne c

ycle

s for

w

aste

hea

t rec

over

y in

mar

ine

appl

icat

ions

usi

ng th

e pr

inci

ples

of n

atur

al se

lect

ion.

50

4.1.1 Värmeeffekten hos avgaserna Här presenteras den värmeeffekt som avgasflödet medför. Grundläggande för all spillvärmeåtervinning är att det är av yttersta vikt att redogöra för mängden av återvinningsbar värme och på vilket sätt det kan tillgodogöras (Shu et. al., 2012) varpå uppskattad avgasvärme presenteras i tabellform. Storleken på värmeflödet ��𝑄𝑡𝑡𝑡𝑡 i avgaserna begränsat av lägsta tillåtna temperatur 𝑇𝑇𝑠𝑠å𝑠𝑠. För att undvika korrosiva utfällningar ur avgaserna är denna begränsad till 160 ℃. Ekvation 14 åskådliggör detta. Den specifika värmekapaciteten 𝑜𝑜𝑝𝑝 är för avgaser

1090 𝑘𝑘 𝐾𝐾𝑘𝑘 · 𝐾𝐾� enligt Konstandopoulos & Kostoglou (1998). Den höga temperaturen𝑇𝑇ℎö𝑠𝑠,

avgastemperaturen erhållen från bänktestet och är uppmätt efter avgasturbinen. För dieselmotorförbränning krävs praktiskt en luftfaktor 𝜆𝜆 och Kees Kuiken (2008) ger den ett värde om 3. Appendix 20 Mörtstedt (Data och diagram 1999) visar på hur den verkliga rökgasmängden g𝑐𝑐 utvecklar 12 𝑆𝑆𝑚𝑚3/𝑘𝑘𝑘𝑘 vid atmosfärisk förbränning av ett bränsle med ett specifikt värmevärde 𝐻𝐻𝑡𝑡 om 42.46 𝑀𝑀𝑘𝑘/𝑘𝑘𝑘𝑘. Se ekvation 10. Massflödet ��𝑚𝑣𝑣𝑡𝑡ä𝑐𝑐𝑡𝑡𝑠𝑠𝑡𝑡 erhålls ur appendix 11-16 som visar data för en rad signifikanta laster.

��𝒕𝒃𝒃𝒕𝒕ä𝒄𝒄𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕 · 𝒔𝒔𝒄𝒄 · 𝝀𝝀 = 𝑽𝑽 𝒄𝒄𝒕𝒕𝟑𝟑

𝒕𝒕 (11)

Omvandling från normalkubikmeter görs nedan i ekvation 11. Enligt gasernas allmänna

tillståndslag fås individuella gaskonstanten R 𝑁𝑁𝑡𝑡𝑡𝑡𝑠𝑠·𝐾𝐾

och då normalkubikmeter gäller vid

normaltillstånden 𝑇𝑇0 = 273𝐾𝐾 och 𝑝𝑝0 = 105𝑃𝑃𝐶𝐶 erhålls avgasflödet avsett på massa

𝒂𝒂 · ��𝑽 = ��𝒕 · 𝑹𝑹 · 𝑻𝑻 → m𝒄𝒄𝒂𝒂𝒔𝒔𝒄𝒄𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕= 𝒂𝒂𝟔𝟔·��𝑽R · 𝑻𝑻𝟔𝟔

=𝒂𝒂𝟔𝟔·mb·go·𝒄𝒄

R ·𝑻𝑻𝟔𝟔 (12)

Erhållet massflöde avgaser möjliggör idealt värmeuttag enligt ekvation 12. Här uppskattas ett ideal värmeuttag ur avgasflödet då temperaturen sänks med ∆𝑇𝑇 ≈ 140℃ ��𝑸𝒕𝒕𝒕𝒕 = m𝒄𝒄𝒂𝒂𝒔𝒔𝒄𝒄𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕 · 𝒄𝒄𝒂𝒂 · (𝑻𝑻𝒉𝒉ö𝒔𝒔 − 𝑻𝑻𝒕𝒕å𝒔𝒔) (13)

Exempelvis

��𝑄𝑡𝑡𝑡𝑡(26%) = 𝑝𝑝0 ·mb ·go ·𝑐𝑐 · 𝑐𝑐𝑝𝑝· �𝑇𝑇ℎö𝑔𝑔− 𝑇𝑇𝑙𝑙å𝑔𝑔�𝑅𝑅·𝑇𝑇0

= 105 ·0.104 ·12 ·3 · 1.09· (578−433)287·273

= 755 𝑡𝑡𝑘𝑘𝑡𝑡

51

4.1.2 Återvunnen spillvärme Vitsen för studien är att utreda hur lämpliga stirlingkraftverk är för spillvärmeåtervinning. Generatorkraftverk ombord producerar elektricitet varför en modell enligt Malmö-formeln nedan framställs i tabell 6. Högst teoretiskt återvunnen axeleffekt fås av ekvation 15. 𝑷𝑷𝒕𝒕𝒕𝒕𝒄𝒄𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕 = 𝜼𝜼𝒄𝒄𝒄𝒄𝒕𝒕𝒄𝒄𝒄𝒄𝒕𝒕 · ��𝑸𝒕𝒕𝒕𝒕 = (𝟏𝟏 − 𝑻𝑻𝒕𝒕𝒕𝒕𝒄𝒄

𝑻𝑻𝒕𝒕𝒄𝒄𝑻𝑻) · ��𝑸𝒕𝒕𝒕𝒕 (14)

𝑇𝑇𝑡𝑡𝑐𝑐𝑚𝑚 är avgastemperatur enligt appendix 8-14 och till 𝑇𝑇𝑡𝑡𝑡𝑡𝑐𝑐 ansätts 25℃ för beräkningsgången då det är dessa temperaturer stirlingmotorn ansätts. Vid beräkning med Malmö-formeln enligt ekvation 9 kan beräkningar göras följaktligen; 𝑷𝑷𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒄𝒄𝒔𝒔 = ��𝑸𝒕𝒕𝒕𝒕 · ɳ𝒄𝒄𝒄𝒄𝒕𝒕𝒄𝒄𝒄𝒄𝒕𝒕 · ɳ𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒄𝒄𝒔𝒔 = ��𝑸𝒕𝒕𝒕𝒕 · ɳ𝒄𝒄𝒄𝒄𝒕𝒕𝒄𝒄𝒄𝒄𝒕𝒕 · ɳ𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕 · ɳ𝒂𝒂𝒃𝒃 · 𝑲𝑲𝒕𝒕 (15)

Där produkten av carnotverkningsgrad ɳ𝑐𝑐𝑐𝑐𝑡𝑡𝑐𝑐𝑐𝑐𝑡𝑡, mekanisk verkningsgrad ɳ𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡, värmeöverföringens effektivitet ɳ𝑣𝑣𝑣𝑣 och stirlingkoefficienten 𝐾𝐾𝑡𝑡 fås ur tabell 3. Stirlingmotorns carnotverkningsgrad ɳ𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑠𝑠𝑡𝑡𝑐𝑐𝑠𝑠 varierar alltså mellan 0.35 − 0.75 men kan med fördel uppskattas till 0.4 (Nilsson, personlig kommunikation, mars 2015). Han framhäver också att ett högre värde är mycket svårt att nå och att detta vittnar om en väl optimerad motor. Tabell 7 Beräknad återvunnen spillvärmeeffekt MAN B&W W 9L40/54

Effekt huvudmotor

Teor. tillg. värmeeffekt

Ideal verkningsgrad

Ideal. återv. Effekt

Potential ɳ𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑠𝑠𝑡𝑡𝑐𝑐𝑠𝑠

= 0,75

Potential ɳ𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑠𝑠𝑡𝑡𝑐𝑐𝑠𝑠

= 0,35

Potential ɳ𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑠𝑠𝑡𝑡𝑐𝑐𝑠𝑠= 0,4

% ��𝑄𝑡𝑡𝑡𝑡 𝑘𝑘𝑘𝑘/𝑠𝑠 𝜂𝜂𝑐𝑐𝑐𝑐𝑡𝑡𝑐𝑐𝑐𝑐𝑡𝑡 𝑃𝑃𝑡𝑡𝑡𝑡𝑐𝑐𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡 𝑃𝑃𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑠𝑠𝑡𝑡𝑐𝑐𝑠𝑠 𝑃𝑃𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑠𝑠𝑡𝑡𝑐𝑐𝑠𝑠 𝑃𝑃𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑠𝑠𝑡𝑡𝑐𝑐𝑠𝑠 26 755 0,484 365 274 128 146 50 1271 0,482 613 459 214 245 75 1752 0,473 829 622 290 331 85 1988 0,475 944 708 331 378 100 2468 0,487 1202 901 421 481 110 3314 0,506 1677 1258 587 671

Tabell 7 visar hur potentialen för spillvärmeåtervinning genom stirlingkraftverk och resultaten bygger på Malmöformelns empiriska värden. Att härröra hur pass stor effekt som går att utvinna ges här i förenklad bild då antagandet om konstant verkningsgrad gäller.

52

4.1.3 Återvunnen spillvärme med värmeväxlaranalys

Ur tabell 5 kan det utrönas att värmeflödet ��𝑄𝑡𝑡𝑡𝑡 maximalt är ≈ 1271 𝑡𝑡𝑘𝑘𝑡𝑡

vid 50 % effektpådrag

på framdrivningsmaskineri. Detta är det vanligaste effektläget för Stena Scandinavica vilket bekräftas av både teknisk chef Sandborn och kan härledas ur driftsdata NAPA. För att beräkna den varma och kalla värmeväxlarens dynamik utgår studien från värmeledningsfenomenet beskrivet i avsnitt 2.3.4. Vidare begränsas effektuttag av det faktum att stirlingmotorn till- och bortför värme isotermt det vill säga med konstant temperatur. Att dimensionera stirlingmotorn är en kompromiss mellan effektuttag och termisk verkningsgrad vilket illustreras i figur 8. Undersökningen inleddes med en analys där maximal effekt på stirlingmotorn 𝑃𝑃𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑠𝑠𝑡𝑡𝑐𝑐𝑠𝑠 söktes. Detta i förhållande till överfört värmeflöde ��𝑄𝑐𝑐𝑣𝑣𝑠𝑠𝑐𝑐𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡 kontra termisk verkningsgrad 𝜂𝜂𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡 enligt förhållande i ekvation 17; 𝑷𝑷𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒄𝒄𝒔𝒔 = ��𝑸𝒄𝒄𝒂𝒂𝒔𝒔𝒄𝒄𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕 ∙ 𝜼𝜼𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕 (16)

Storleken på värmeflödet ��𝑄𝑐𝑐𝑣𝑣𝑠𝑠𝑐𝑐𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡 är ett resultat av massflödet avgaser ��𝑚𝑐𝑐𝑣𝑣𝑠𝑠𝑐𝑐𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡, värmeöverföringskoefficienten 𝑜𝑜𝑝𝑝𝑎𝑎𝑎𝑎𝑔𝑔𝑎𝑎𝑎𝑎𝑎𝑎𝑎𝑎 för rökgaser samt temperaturskillnaden över den

varma värmeväxlaren ∆𝑇𝑇𝑐𝑐𝑣𝑣𝑠𝑠𝑐𝑐𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡, se ekvation 18. Värmeöverföringskoefficienten för rökgaser 𝑜𝑜𝑝𝑝𝑎𝑎𝑎𝑎𝑔𝑔𝑎𝑎𝑎𝑎𝑎𝑎𝑎𝑎antogs vara 1.09 𝑘𝑘𝑘𝑘/𝑘𝑘𝑘𝑘 enligt kapitel 4.1.1. ��𝑸𝒄𝒄𝒂𝒂𝒔𝒔𝒄𝒄𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕 = ��𝒕𝒄𝒄𝒂𝒂𝒔𝒔𝒄𝒄𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕 ∙ 𝒄𝒄𝒂𝒂𝒄𝒄𝒂𝒂𝒔𝒔𝒄𝒄𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕 ∙ ∆𝑻𝑻𝒄𝒄𝒂𝒂𝒔𝒔𝒄𝒄𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕 (17)

Där temperaturskillnaden över den varma värmeväxlaren definieras enligt ekvation 19; ∆𝑻𝑻𝒄𝒄𝒂𝒂𝒔𝒔𝒄𝒄𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕 = 𝑻𝑻𝒄𝒄𝒂𝒂𝒔𝒔𝒄𝒄𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒄𝒄 − 𝑻𝑻𝒄𝒄𝒂𝒂𝒔𝒔𝒄𝒄𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒖𝒖𝒕𝒕 (18)

Den termiska verkningsgraden i ekvation 17 gavs av förhållandet i ekvation 18. Stirlingmotorns verkningsgrad antogs vara 0.4 enligt uppgifter i avsnitt 4.1.2; 𝜼𝜼𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕 = 𝜼𝜼𝒄𝒄𝒄𝒄𝒕𝒕𝒄𝒄𝒄𝒄𝒕𝒕 ∙ 𝜼𝜼𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒄𝒄𝒔𝒔 (19)

Vidare ges processens Carnot-verkningsgrad enligt ekvation 19 genom förhållandet mellan arbetsgasens lägsta temperatur 𝑇𝑇𝑐𝑐𝑡𝑡𝑣𝑣𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑠𝑠𝑐𝑐𝑡𝑡𝑘𝑘𝑎𝑎𝑙𝑙𝑙𝑙 respektive högsta temperatur 𝑇𝑇𝑐𝑐𝑡𝑡𝑣𝑣𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑠𝑠𝑐𝑐𝑡𝑡𝑎𝑎𝑎𝑎𝑎𝑎𝑣𝑣;

𝜼𝜼𝒄𝒄𝒄𝒄𝒕𝒕𝒄𝒄𝒄𝒄𝒕𝒕 = 𝟏𝟏 − 𝑻𝑻𝒄𝒄𝒕𝒕𝒃𝒃𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒔𝒔𝒄𝒄𝒕𝒕𝒕𝒕𝒄𝒄𝒕𝒕𝒕𝒕𝑻𝑻𝒄𝒄𝒕𝒕𝒃𝒃𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒔𝒔𝒄𝒄𝒕𝒕𝒂𝒂𝒄𝒄𝒕𝒕𝒕𝒕

(20)

53

Den lägsta och högsta temperaturen uppskattades enligt ekvation 22 & 23 nedan där ”pinch point” ∆𝑇𝑇𝑝𝑝𝑡𝑡𝑐𝑐𝑐𝑐ℎ för både den varma och kalla värmeväxlaren antogs vara 10 ℃. För att hitta maximal effekt studerades först resultatet vid ändrad variabel 𝑇𝑇𝑐𝑐𝑣𝑣𝑠𝑠𝑐𝑐𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑢𝑢𝑢𝑢 medan 𝑇𝑇𝑡𝑡𝑘𝑘𝑠𝑠𝑣𝑣𝑐𝑐𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑐𝑐𝑢𝑢𝑢𝑢 och sedermera 𝑇𝑇𝑐𝑐𝑡𝑡𝑣𝑣𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑠𝑠𝑐𝑐𝑡𝑡𝑘𝑘𝑎𝑎𝑙𝑙𝑙𝑙 behölls konstant om ett värde på 𝑇𝑇𝑡𝑡𝑘𝑘𝑠𝑠𝑣𝑣𝑐𝑐𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑐𝑐𝑢𝑢𝑢𝑢 = 35 ℃ respektive 𝑇𝑇𝑐𝑐𝑡𝑡𝑣𝑣𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑠𝑠𝑐𝑐𝑡𝑡𝑘𝑘𝑎𝑎𝑙𝑙𝑙𝑙 = 45 ℃; 𝑻𝑻𝒄𝒄𝒕𝒕𝒃𝒃𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒔𝒔𝒄𝒄𝒕𝒕𝒂𝒂𝒄𝒄𝒕𝒕𝒕𝒕 = 𝑻𝑻𝒄𝒄𝒂𝒂𝒔𝒔𝒄𝒄𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒖𝒖𝒕𝒕 − ∆𝑻𝑻𝒂𝒂𝒕𝒕𝒄𝒄𝒄𝒄𝒉𝒉𝒕𝒕𝒄𝒄𝒕𝒕𝒕𝒕 (21)

𝑻𝑻𝒄𝒄𝒕𝒕𝒃𝒃𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒔𝒔𝒄𝒄𝒕𝒕𝒕𝒕𝒄𝒄𝒕𝒕𝒕𝒕 = 𝑻𝑻𝒕𝒕𝒌𝒌𝒕𝒕𝒂𝒂𝒄𝒄𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒄𝒄𝒖𝒖𝒕𝒕 + ∆𝑻𝑻𝒂𝒂𝒕𝒕𝒄𝒄𝒄𝒄𝒉𝒉𝒕𝒕𝒄𝒄𝒕𝒕𝒕𝒕 (22)

En av stirlingmotorns nackdelar är en relativt hög kostnad vilken till stor del beror på kostnaden för värmeväxlare. Således togs vidare hänsyn till stirlingmotorns förhållande för effekt respektive volym genom analys av förhållandet i ekvation 9. Vilket tidigare konstaterats i avsnitt 2.3.4 finns en kompromiss mellan önskan att ha både en så liten värmeväxlande area 𝐴𝐴 logaritmisk medeltemperatur ∆𝑇𝑇𝑠𝑠𝑡𝑡 som möjligt. Således undersöktes förhållandet beskrivet i beräkningsgång nedan för att avgöra en god medelväg i förhållandet nämnt ovan för både den varma och kalla värmeväxlaren. Ur ekvation 9 kan samband i ekvation 24 erhållas. Arean 𝐴𝐴 är kvoten av värmeflödet och produkten av värmeledningskoefficienten 𝑈𝑈 och den logaritmiska medeltemperaturen ∆𝑇𝑇𝑠𝑠𝑡𝑡. Richardson & Coulson (1993) hävdar värmeledningskoefficienten för värmeväxlare av typen gas-gas ligger inom spannet 10 −50 𝑊𝑊

𝑡𝑡2∙K och för gas-vatten 20 − 300 𝑊𝑊

𝑡𝑡2∙K. Således gjordes antaganden att

värmeledningskoefficienterna för den varma respektive kalla sidan approximerades till

𝑈𝑈𝑣𝑣𝑐𝑐𝑡𝑡𝑡𝑡 = 50 respektive 𝑈𝑈𝑡𝑡𝑐𝑐𝑠𝑠𝑠𝑠 = 50 𝑊𝑊𝑡𝑡2∙K

. Dessa visas i tabell

𝑨𝑨 = ��𝑸𝑼𝑼∙∆𝑻𝑻𝒕𝒕𝒕𝒕

(23)

Sambandet mellan den totala volymen för värmeväxlaren 𝑉𝑉 den värmeväxlande arean 𝐴𝐴 och area-volym-förhållandet 𝛽𝛽 benämns i avsnitt 2.3.4 och ekvation 25 nedan. Enligt uppgifter från Lopes et al. (2012) uppskattades förhållandet 𝛽𝛽 = 1000 𝑡𝑡

2

𝑡𝑡3.

𝑽𝑽 = 𝑨𝑨𝜷𝜷 (24)

Den logaritmiska medeltemperaturen beräknades enligt ekvation 25 där antagandet att de båda värmeväxlarna var av motströmstypen. Vidare gavs sambandet för medeltemperaturerna ∆𝑇𝑇1och ∆𝑇𝑇2 enligt ekvation 25 & 26 för den varma respektive 27 & 28 för den kalla sidan. ∆𝑻𝑻𝒕𝒕𝒕𝒕 = ∆𝑻𝑻𝟏𝟏−∆𝑻𝑻𝟐𝟐

�𝒕𝒕𝒕𝒕∆𝑻𝑻𝟏𝟏∆𝑻𝑻𝟐𝟐

� (25)

54

∆𝑻𝑻𝟏𝟏𝒂𝒂𝒄𝒄𝒕𝒕𝒕𝒕 = 𝑻𝑻𝒄𝒄𝒂𝒂𝒔𝒔𝒄𝒄𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒄𝒄 − 𝑻𝑻𝒄𝒄𝒕𝒕𝒃𝒃𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒔𝒔𝒄𝒄𝒕𝒕𝒂𝒂𝒄𝒄𝒕𝒕𝒕𝒕 (26)

∆𝑻𝑻𝟐𝟐𝒂𝒂𝒄𝒄𝒕𝒕𝒕𝒕 = 𝑻𝑻𝒄𝒄𝒂𝒂𝒔𝒔𝒄𝒄𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒖𝒖𝒕𝒕 − 𝑻𝑻𝒄𝒄𝒕𝒕𝒃𝒃𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒔𝒔𝒄𝒄𝒕𝒕𝒂𝒂𝒄𝒄𝒕𝒕𝒕𝒕 (27)

∆𝑻𝑻𝟏𝟏𝒕𝒕𝒄𝒄𝒕𝒕𝒕𝒕 = 𝑻𝑻𝒄𝒄𝒕𝒕𝒃𝒃𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒔𝒔𝒄𝒄𝒕𝒕𝒕𝒕𝒄𝒄𝒕𝒕𝒕𝒕 − 𝑻𝑻𝒕𝒕𝒌𝒌𝒕𝒕𝒂𝒂𝒄𝒄𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒄𝒄𝒖𝒖𝒕𝒕 (28)

∆𝑻𝑻𝟐𝟐𝒕𝒕𝒄𝒄𝒕𝒕𝒕𝒕 = 𝑻𝑻𝒄𝒄𝒕𝒕𝒃𝒃𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒔𝒔𝒄𝒄𝒕𝒕𝒕𝒕𝒄𝒄𝒕𝒕𝒕𝒕 − 𝑻𝑻𝒕𝒕𝒌𝒌𝒕𝒕𝒂𝒂𝒄𝒄𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒄𝒄𝒕𝒕𝒄𝒄 (29)

Värmeflödet ��𝑄𝑡𝑡𝑘𝑘𝑠𝑠𝑣𝑣𝑐𝑐𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑐𝑐 är i direkt samband med volymen 𝑉𝑉 för den kalla värmeväxlaren enligt ekvation 24 & 25. Således kunde förhållandet mellan studeras. Värdet på specifika värmekoefficienten 𝑜𝑜𝑣𝑣𝑘𝑘𝑘𝑘𝑙𝑙𝑎𝑎𝑎𝑎𝑢𝑢𝑢𝑢𝑎𝑎𝑘𝑘 antogs vara 4.2𝑘𝑘𝑘𝑘/𝑘𝑘𝑘𝑘 (Alvarez, 2005).

𝑷𝑷𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒄𝒄𝒔𝒔 = ��𝑸𝒄𝒄𝒂𝒂𝒔𝒔𝒄𝒄𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕 − ��𝑸𝒕𝒕𝒌𝒌𝒕𝒕𝒂𝒂𝒄𝒄𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒄𝒄 (30)

��𝑸𝒕𝒕𝒌𝒌𝒕𝒕𝒂𝒂𝒄𝒄𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒄𝒄 = ��𝑸𝒄𝒄𝒂𝒂𝒔𝒔𝒄𝒄𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕 − 𝑷𝑷𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒄𝒄𝒔𝒔 (31)

��𝒕𝒕𝒕𝒌𝒌𝒕𝒕𝒂𝒂𝒄𝒄𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒄𝒄 = ��𝑸𝒕𝒕𝒌𝒌𝒕𝒕𝒂𝒂𝒄𝒄𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒄𝒄

𝒄𝒄𝒂𝒂𝒕𝒕𝒌𝒌𝒕𝒕𝒂𝒂𝒄𝒄𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒄𝒄∙ �𝑻𝑻𝒕𝒕𝒌𝒌𝒕𝒕𝒂𝒂𝒄𝒄𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒄𝒄𝒕𝒕𝒄𝒄−𝑻𝑻𝒕𝒕𝒌𝒌𝒕𝒕𝒂𝒂𝒄𝒄𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒄𝒄𝒖𝒖𝒕𝒕� (32)

Resultatet presenteras i tabell 9 ger att med ökande värmeeffekt ��𝑄𝑐𝑐𝑣𝑣𝑠𝑠𝑐𝑐𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡 följer en minskande termisk verkningsgrad och kraven på värmeväxlingen hos den kalla- såväl varma värmeväxlaren ökar. Volymerna ökar för att tillgodose de ökande överförda värmeeffekterna Tabell 11 Summering av antaganden för värmeväxlarvärden

𝑈𝑈 𝛽𝛽 𝑜𝑜𝑝𝑝𝑎𝑎𝑎𝑎𝑔𝑔𝑎𝑎𝑎𝑎𝑎𝑎𝑎𝑎 𝑜𝑜𝑣𝑣𝑘𝑘𝑘𝑘𝑙𝑙𝑎𝑎𝑎𝑎𝑢𝑢𝑢𝑢𝑎𝑎𝑘𝑘

𝑘𝑘𝑘𝑘𝑚𝑚2 · 𝐾𝐾� 𝑚𝑚2

𝑚𝑚3� 𝑘𝑘𝑘𝑘𝐾𝐾𝑘𝑘 · 𝐾𝐾� 𝑘𝑘𝑘𝑘

𝐾𝐾𝑘𝑘 · 𝐾𝐾�

Varm VVX 0,05 1000 1,09 - Kall VVX 0,05 1000 - 4,2

55

Tabell 12 Logaritmisk medeltemperatur

Tabell 12 visar hur den logaritmiska medeltemperaturen ∆𝑇𝑇𝑠𝑠𝑡𝑡𝑘𝑘𝑎𝑎𝑙𝑙𝑙𝑙 och ∆𝑇𝑇𝑠𝑠𝑡𝑡𝑎𝑎𝑎𝑎𝑎𝑎𝑣𝑣förhåller sig över fall 1-10. Observera att ∆𝑇𝑇𝑠𝑠𝑡𝑡𝑘𝑘𝑎𝑎𝑙𝑙𝑙𝑙 håller sig konstant då in- och uttemperatur varit 29℃ och 35℃ över samtliga fall. Se Figur 10 Processbild Värmeväxlare

∆𝑇𝑇𝑠𝑠𝑡𝑡𝑎𝑎𝑎𝑎𝑎𝑎𝑣𝑣 ∆𝑇𝑇𝑠𝑠𝑡𝑡𝑘𝑘𝑎𝑎𝑙𝑙𝑙𝑙 𝑉𝑉𝑣𝑣𝑐𝑐𝑡𝑡𝑡𝑡 𝑉𝑉𝑉𝑉𝑉𝑉 𝑉𝑉𝑡𝑡𝑐𝑐𝑠𝑠𝑠𝑠 𝑉𝑉𝑉𝑉𝑉𝑉 𝑚𝑚3 𝑚𝑚3

1 15,6 12,8 0,15 0,15 2 19,3 12,8 0,26 0,39 3 25,8 12,8 0,33 0,64 4 31,7 12,8 0,38 0,89 5 37,2 12,8 0,42 1,15 6 42,5 12,8 0,46 1,42 7 47,5 12,8 0,48 1,69 8 52,4 12,8 0,51 1,98 9 57,2 12,8 0,53 2,27 10 61,8 12,8 0,55 2,58

56

4.1.4 Minskad energiförbrukning Vilket beskrivs i avsnitt 2.4.1 sker elproduktionen ombord genom dieselgeneratorer. Den totala elproduktionen av generatorerna uppgick mellan perioden 2014-03-01 – 2015-03-30 till totalt cirka 9130 MWh (driftsdata, 2015). Genomsnittlig driftstid för Scandinavica är cirka 425 timmar i månaden det vill säga 5100 timmar i sjön per år. Antalet resor är 365 per år dock kan stillaliggande vid jul förekomma vilket ger 364 resor per år minus eventuella varvsbesök (Paulsson Hvit, personlig kommunikation, april 2015). Den totala driftstiden per år uppskattas med hjälp av de signifikativa driftstimmarna (se avsnitt 2.4.1) för befintlig ånganläggning, vilka estimerades till 12 timmar/resa. Dessa multiplicerades med antalet resor per år. Den totala energibesparingen sett till elproduktionen beräknades således med hjälp av ekvation 35 med nomenklatur förklarad i avsnitt 4.1.4. Vidare jämfördes energibesparingen av de tilltänkta stirlingkraftverken med den totala elproduktionen, under period nämnd ovan, i ekvation 36. Resultaten sammanfattades i tabell 10. Med en tilltänkt stirlingmotor på till exempel 100 kW vilken är konstruerad för en drifttid på 4368 timmar per år uppgår den totala elektriska produktionen till cirka 437 MWh/år. 𝜮𝜮𝒕𝒕𝒄𝒄𝒕𝒕𝒕𝒕𝒔𝒔𝒕𝒕𝒃𝒃𝒕𝒕𝒕𝒕𝒂𝒂𝒄𝒄𝒕𝒕𝒕𝒕𝒄𝒄𝒔𝒔 = 𝑷𝑷𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒄𝒄𝒔𝒔 · 𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒄𝒄 · 𝒄𝒄ö𝒂𝒂𝒕𝒕𝒕𝒕𝒖𝒖𝒄𝒄𝒕𝒕𝒕𝒕 (33)

%𝒕𝒕𝒄𝒄𝒕𝒕𝒕𝒕𝒔𝒔𝒕𝒕𝒃𝒃𝒕𝒕𝒕𝒕𝒂𝒂𝒄𝒄𝒕𝒕𝒕𝒕𝒄𝒄𝒔𝒔 = 𝜮𝜮𝒕𝒕𝒄𝒄𝒕𝒕𝒕𝒕𝒔𝒔𝒕𝒕𝒃𝒃𝒕𝒕𝒕𝒕𝒂𝒂𝒄𝒄𝒕𝒕𝒕𝒕𝒄𝒄𝒔𝒔𝜮𝜮å𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒔𝒔 𝒕𝒕𝒄𝒄𝒕𝒕𝒕𝒕𝒔𝒔𝒕𝒕𝒂𝒂𝒕𝒕𝒄𝒄𝒓𝒓𝒖𝒖𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒄𝒄𝒄𝒄

(34)

4.1.5 Minskad energiförbrukning Priset per producerad kWh varierar med bränslepriset men ligger för Scandinavica runt 1,6–1,7 SEK/kWh. I priset är endast kostnad för bränsle inräknat (personlig kommunikation, Paulsson Hvit, april 2015). Med ett medelvärde för bränslepriset på 1,65 SEK/kWh uppgår besparingen per år till drygt 720 000 SEK enligt ekvation 16 nedan där Σ𝑣𝑣𝑡𝑡𝑡𝑡𝑝𝑝𝑐𝑐𝑡𝑡𝑡𝑡𝑐𝑐𝑠𝑠 representerar summan av besparing per år (i svenska kronor, SEK), 𝑃𝑃𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑠𝑠𝑡𝑡𝑐𝑐𝑠𝑠 tilltänkt elektrisk uteffekt av stirlingmotorn, k𝑡𝑡𝑊𝑊ℎ representerar kostnad per kWh, tresa är tid för varje överfart samt növerfart är antal överfarter per år; 𝜮𝜮𝒕𝒕𝒄𝒄𝒕𝒕𝒕𝒕𝒄𝒄𝒄𝒄𝒓𝒓𝒕𝒕𝒃𝒃𝒕𝒕𝒕𝒕𝒂𝒂𝒄𝒄𝒕𝒕𝒕𝒕𝒄𝒄𝒔𝒔 = 𝑷𝑷𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒄𝒄𝒔𝒔 · 𝒕𝒕𝒕𝒕𝑾𝑾𝒉𝒉 · 𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒕𝒄𝒄 · 𝒄𝒄ö𝒂𝒂𝒕𝒕𝒕𝒕𝒖𝒖𝒄𝒄𝒕𝒕𝒕𝒕 (35)

57

Appendix – Möte med Martin Nilsson 2015-03-12

- Nilsson anser att det finns möjligheter att reducera förlusterna i förbränningsgaserna för värmemotorer och att Stirlingmotorn i princip är användbar för detta ändamål på grund av det faktum att den som input vill ha värme.

- “Jag gjorde för övrigt en studie för ett tag sedan om Stirlingmotorer för WHR till Dieselmotorer i storlekarna 5-600 hk, dvs vad som brukar sitta i större lastbilar. Det vi fick fram var att en indikerad verkningsgrad kan ligga strax under 20% (dra av 10-15% för mekaniska förluster), men den är starkt beroende av värmekällans resp- sänkans temperaturer.”

- Ingen Stirlingmotor över över 100 hp har tillverkats vilket är ett intressant historiskt faktum. “Inte över 100 kW, praktisk gräns”

- Stirlingmotorn har en relativt låg effekt per kg stål. Detta då arbetsgasen är högt trycksatt. Cleanergy har tryck 50-120 bar beroende på effektnivå.

- Att tillverka en Stirlingmotor för spillvärmeåtervinning inom temperaturspannet 25*c (kalla sidan) - 300*c (varma) med 12-15% verkningsgrad är fullt möjligt. Att få en verkningsgrad på 20% är praktiskt möjlig vid dock med en fulländad teknisk konstruktion. En högre verkningsgrad begränsas nästan enbart av temperaturnivåerna. Sedan så finns det även självklart förluster i systemet till exempel värmeväxlarna då det måste förekomma någon värmeväxling.

- För 300 grader (Celsius) blir maskinen dyr, stora värmeväxlare, utvecklingskostnader, högt trycksatt gas ger stor stålkonstruktion vilket resulterar i lite kW / volym. Generellt är det inte platsbrist på fartyg men Nilsson reserverar sig för att ge ett absolut svar i frågan.

- Carnotverkningsgraden (1 - T1/T4) är i sambandet alltid suverän. Det vill säga vilken värmeprocess man än ansätter (Stirling, Rankine, Diesel etc.) kan Carnotverkningsgraden aldrig överträffas.

- Stirlingmotorer är ej bra i större effekter. Detta är ett historiskt faktum mer än absolut faktum. En stor motor blir väldigt tung vilket kan vara anledningen till begränsning. På Cleanergys mindre motorer har man ej behövt att fundera på detta.

- Cleanergy producerar Stirlingmotorer i storleken 9 - 13 kW. Kockum (tidigare United Stirling) har tillverkat en 75 kW (för u-båtar) och en 25 kW (solkraftverk?).

58

En konvertering av en befintlig motor bedöms av Nilsson vara uteslutet utan en sådan behövs förmodligen göra om från början.

- Den motortyp som lämpar sig bäst för LTD är den av lägst friktion. Nilsson menar att gamma-konfigurationen möjligtvis kan vara bättre till ändamålet.

- Det kan vara mer lönsamt att ta tillvara på spillvärme från hjälpkärror ombord fartyg då mindre effekt på Stirlingmotorn krävs.

- Med snabba beräkningar med 2:- / kWh ger en 10 kW Stirling en besparing på

80 000:- / år vid 4000 driftstimmar

- Idag ligger priset på cirka 30000 / kW för Cleanergys motorer.

- Cleanergys 10 kW, för högre temperaturer kostar 40000 euro, 350000 kr Och slutligen några uppskattade citat:

- “Det finns mycket lågvärdig energi i världen och den som kunde ta tillvara på den kommer bli rik”

- “Carnotverkningsgraden styr fortfarande…”

- “Sjöfarten är konservativ”

59

Appendix – Mailkorrespondens med Martin Nilsson SV: Stirling för WHR Martin Nilsson <martin.nilsson@cleanergy.com> fr 2015-02-06 14:04 Inkorgen Till: Matthias Tempsch <tempsch@student.chalmers.se>; Hej igen. Vi sitter på Lindholmen här i Gbg. Studien kan man inte få tag i, den gjorde jag för internt bruk. Den kan komma att publiceras, men det är inte bestämt än. Till dess är det intern data. Vi kan träffas när ni har någon data att diskutera kring. Jag jobbar dock halvtid under en tid framöver så det är kort om tid för min del, men ett möte kan vi klämma in. Hör av er när ni samlat in data . Som ett första tips tycker jag ni skall titta på den högsta ideala verkningsgraden för de temperaturer ni har till er förfogande, dvs Carnot-verkningsgraden. Att nå högre än 40% av denna är mkt bra i sammanhanget, upp mot 50% är mkt svårt. /Martin ------------------ Chief engineer thermodynamics Cleanergy Göteborg, Sweden +46 722 37 28 00 __________________________________________________________________________

Från: Martin Nilsson <martin.nilsson@cleanergy.com> Skickat: den 6 februari 2015 11:20 Till: Matthias Tempsch Ämne: Stirling för WHR

Her herrarna,

Jag heter Martin Nilsson och är chefsingenjör för termodynamik på Cleanergy. Jag förstår av ert mejl nedan att ni gör exjobb (eller snart skall börja) på Chalmers. Vilken institutiion, avdelning, förresten?

Jag antar att det är möjligheten att återvinna rökgasvärme ni är intresserade av, det som ofta betecknas WHR (Waste Heat Recovery) . Och då är svaret att i princip är Stirlingmotorn användbar för detta ändamål. Om just våra modeller är användbara beror på avgasens beskaffenhet (temperatur, massflöde, gassammansättning, etc). Man får kika på det specifika fallet för att se vad som går och inte. Jag gjorde för övrigt en studie för ett tag sedan om Stirlingmotorer för WHR till Dieselmotorer i storlekarna 5-600 hk, dvs vad som brukar sitta i större lastbilar. Det vi fick fram var att en indikerad verkningsgrad kan ligga strax under 20% (dra av 10-15% för mekaniska förluster), men den är starkt beroende av värmekällans resp- sänkans temperaturer.

En sak ni bör tänka på att det historiskt aldrig byggts någon Stirlingmotor med effekter över 100-200 hk och det betraktas allmänt att för större effekter är Stirlingmotorn inte den mest lämpade. Men den är kanske mer en historisk parentes än ett tekniskt faktum. Hälsningar, Martin ------------------ Chief engineer thermodynamics Cleanergy Göteborg, Sweden +46 722 37 28 00

60

Appendix – Möte med teknisk chef Jan Sandborn 2015-03-09

− “Stirlingkraftverk som spillvärmeåtervinning är inte lämpligt ombord fartyg då man ej kommer i effektivt område för Stirlingmotorn med rådande temperaturer.”

− Sandborn ser mer potential för Opcon’s ORC-anläggning och anser även att det finns många tveksamma producenter av tekniker som lovar mer än vad de kan hålla.

− Vi får ta del av avgasmätning efter en ångpanna som vi antar är ur drift. Varje

ångpanna levererar 1MW termisk effekt (1000kg/h mättad ånga vid 7barö) och att de två som är i drift räcker för fartygets övergripande värmebehov.

− Även då två ångpannor räcker för driften dumpas ånga i dumpkondensor.

− Bytet till lågsvavligt bränsle har övergripande fungerat mycket väl.

− Nyligen har man anammat bränslekvarnsteknik vilken blandar in vatten i

bränslet. Denna teknik har minskat specifika bränsleförbrukningen. Detta på grund av bättre atomisering av bränslet vid insprutning.

− Vi får ta del av bänktest för en av Stena Scandinavicas huvudmotorer.

− Även om en Stirlingmotor med en relativt hög verkningsgrad för rådande

temperaturer skulle kunna installeras är detta ej praktiskt tillämpbart av följande faktorer: - Problem med tryckdifferens över värmeväxlare i avgaskanal samt “platsbrist” - Automatiseringssvårigheter, det vill säga att tekniken skapar merjobb för maskinbesättningen. - Extra underhållsarbete

− Sandborn påpekar att man bör ha en reträttväg i projekteringen det vill säga vid minskat bränslepris eller ändrade regler

61

Appendix – Mailkorrespondens med Robert Paulsson Hvit RE: Frågor till exjobb Paulsson Hvit Robert (Göteborg) <robert.paulsson.hvit@stenaline.com> ti 2015-04-21 09:31 Inkorgen Till: Matthias Tempsch <tempsch@student.chalmers.se>; 1 bifogad fil (12 kB) default (2).xlsx; Hej, Se svar nedan i rött kristian.ragndahl@stenaline.com Jag kan påminna personerna om godkännandet. Lycka till med exjobbet! Best Regards / Med vänliga hälsningar Robert Paulsson Hvit ESP Project Leader / Marine Engineer Stena Line Scandinavia Stena Line Scandinavia AB 405 19 Göteborg robert.paulsson.hvit@stenaline.com +46 (0)739-42 17 67 _______________________________________________________________________ From: Matthias Tempsch [mailto:tempsch@student.chalmers.se] Sent: den 20 april 2015 14:53 To: Paulsson Hvit Robert (Göteborg) Subject: Frågor till exjobb Hej Robert, För att knyta ihop säcken med vårt exjobb, som undersöker förutsättningar att använda stirlingmotorer till spillvärmeåtervinning, skulle vi behöva några kompletterande uppgifter:

• Antal timmar till sjöss per år & antal turer per år dvs. till Tyskland och tillbaka Genomsnittligt på 425 h i månaden. Dvs 5100 h i sjön per år. 365 resor per år. Sen kan ev stilleligganden vid jul dras av. Säg åtminstonde 364 resor per år.

• Total effektproduktion per år, det vill säga av både huvudmaskineri och hjälpkärror Se bif fil. Notera att propulsion kWh är på axeln. Visst bortfall över växeln.

• Har fartyget någon SEEMP ombord? Ja, kan dra ut en kopia om du vill • Vad beräknar ni kostnad / kWh? 2kr / kWh? Beroende på oljepriset. Men låt gå för 1,6-1,7 kr/kWh

Sedan har vi gjort en intervju med Jan Sandborn och ett muntligt samtal med Kristian Ragndal som de båda skulle behöva godkänna. Jag bifogar båda dessa i mailet. Mvh Mattias Tempsch, Chalmers Sjö

62

Appendix – Samtal med Kristian Ragndahl 2:e maskinist 2015-02-25

- LT-temperaturen är inreglerad till 29 grader celsius, att 2 av 4:a avgaspannor är i drift som levererar mättad ånga vid 7 barö (170-180 grader Celsius) för att täcka värmebehovet ombord.

- Avgaspannorna är specificerade till 1000 kg/h vid rådande entalpi.

- Värmebehovet för bränslehanteringen är numera kraftigt reducerat med ångvärmning 70 grader Celsius till dagtanken, ingen vidare värmebehandling behövs för att hålla rätt viskositet till maskinerna och bunkertankarna värms inte alls. Signifikativ driftsperiod är 12h (antal timmar med uppnått panntryck). Mängden ånga som dumpas beskrivs som “massvis”.

- Framdriften sker via alla fyra huvudmaskiner då det visat sig vara mest kostnadseffektivt även då mer frekvent underhållsarbete krävs. Maskinerna körs med 30 CMCR.

63

Appendix – Inscannat material

Figur 14 Bänktest 26% last MAN B&W 9L40/50

64

Figur 15 Bänktest 50% last MAN B&W 9L40/50

65

Figur 16 Bänktest 75% last MAN B&W 9L40/50

66

Figur 17 Bänktest 85% last MAN B&W 9L40/50

67

Figur 18 Bänktest 100% last MAN B&W 9L40/50

68

Figur 19 Bänktest 110% last MAN B&W 9L40/50

69

Figur 20 Bänktest MAN B&W 9L40/50

70

Figur 21 Förbränningsteknisk data

71

Appendix – Driftsdata

Figur 22 Driftsdata 1

72

Figur 23 Driftsdata 2